Автор: Квасников Л.А. Латышев Л.А. Пономарев-Степной Н.Н. Севрук Д.Д. Тихонов В.Б.
Теги: механика летательные аппараты учебник для студентов издательство маи электроракетные двигатели
ISBN: 5-7035-2489-Х
Год: 2001
Текст
ill
ФЕДЕРАЛЬНАЯ ЦЕЛЕВАЯ ПРОГРАММА
“ГОСУДАРСТВЕННАЯ ПОДДЕРЖКА ИНТЕГРАЦИИ
ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТАЛЬНОЙ НАУКИ”
ТЕОРИЯ И РАСЧЕТ
ЭНЕРГОСИЛОВЫХ УСТАНОВОК
КОСМИЧЕСКИХ
ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
Издание второе,
переработанное и дополненное
Допущено Министерством образования
Российской Федерации в качестве учебника
для студентов въкших учебных заведений,
обучающихся по специальности
“Электроракетные двигатели и энергетические установки”
направления подготовки дипломированных специалистов
'Двигатели летательных аппаратов”
Москва
Издательство МАИ
2001
ББК 22.2.8
Т 11
Издание осуществлено при финансовой поддержке
Федеральной целевой программы
“Государственная поддержка интеграции
высшего образования и фундаментальной науки”
Авторы:
Л.А. Квасников, Л.А. Латышев, Н.Н. Пономарев-Степной,
Д.Д. Севрук, В.Б. Тихонов
Рецензенты:
каф. Э8 МГТУ им. Баумана
(зав. каф. профессор М.К. Марахтанов);
проф. Н.Н. Семашко
! Теория и расчет энергосиловых установок космичес-
ких летательных аппаратов / Л.А. Квасников, Л.А. Ла-
тышев, Н.Н. Пономарев-Степной, Д.Д. Севрук, В.Б. Тихо-
нов. — Изд. второе, перераб. и доп. — М.: Изд-во МАИ,
2001. — 480 с.: ил.
ISBN 5-7035-2489-Х
В учебнике содержится материал по теории и расчету основ-
ных подсистем энергосиловых установок — их электроэнергети-
ческих блоков и электроракетных двигателей, а также по син-
тезу этих подсистем в энергосиловой установке, обеспечивающей
доставку максимальной массы полезной нагрузки при космичес-
ких пр ере летах.
Второе издание учебника включает в себя также сведения
об отечественных и зарубежных разработках таких подсистем и
перспективных проектах их создания.
Книга предназначена для студентов старших курсов аэрокос-
мических специальностей, занимающихся вопросами разработки
и использования э^епгети-стег.тси-х- чте.тяттовок и электроракетных
двигателей.
2202080000- 462
094(02) - 01
ББК 22.2.8
ISBN 5-7035-2489-Х
© Центр “Интеграция”, 2001
© Л.А. Квасников, Л.А. Латышев,
Н.Н. Пономарев-Степной, Д.Д. Севрук,
В.Б. Тихонов, 2001
ПРЕДИСЛОВИЕ
Энергосиловые установки (ЭСУ) предназначены для снабже-
ния космического аппарата электрической и другими видами
энергии и создания силы тяги.
Энергосиловая установка представляет собой комплекс
энергетической и двигательной установок. Применение электро-
ракетных двигателей, обладающих принципиально большими
удельными импульсами, определяется разработками электро-
энергетических установок с высокими энергомассовыми харак-
теристиками и позволяет резко увеличить полезную нагрузку за
счет возрастания времени проведения операции.
В настоящее время созданы и выводились в космос солнеч-
ные, электрохимические и ядерные энергетические установки
мощностью до 25-100 кВт. Опубликованы проекты космических
летательных аппаратов (КЛА) с энергетической установкой
мощностью 400 кВт и электроракетными двигателями для по-
лета к планетам Солнечной системы.
С 1971 г. в СССР и России электроракетные двигатели ус-
пешно применяются на ряде КЛА народнохозяйственного и на-
учно-исследовательского назначения (КЛА “Метеор”, “Галс”,
“Горизонт” “Ямал” др.), с 1974 г. в США (КЛА “ATS-6"), а с
1980—1983 гг. появились разработки во Франции, Японии и
Китае.
Разработка энергосиловых установок, предназначенных для
снабжения КЛА электрической энергией (бортового энергоснаб-
жения) и создания силы тяги за счет определенной части выра-
батываемой энергии, является актуальной задачей.
Энергосиловая установка — сложный комплекс различных
систем: источников и преобразователей энергии, управления, а
также накопителей, излучателей тепловой энергии, электроракет-
ных двигателей, систем хранения и подачи компонентов и др. В
этих системах протекают самые разнообразные процессы, кото-
рые необходимо уметь рассчитывать, находить для них оптималь-
ные соотношения, определяющие конструктивные параметры ос-
новных узлов. Определение облика ЭСУ, ее характеристик, разме-
ров и массы невозможно без многофакторного анализа и синтеза,
позволяющих в зависимости от назначения и характеристик ус-
3
тановки в целом выбрать оптимальные параметры систем и
узлов.
В учебнике рассмотрены вопросы теории и расчета основ-
ных систем ЭСУ и проектирования оптимальной установки с
учетом задачи полета КЛА. Главы 2, 4—9, 11—14 написаны
Л.А. Квасниковым, гл. 1, 3, 18 — Л.А. Латышевым, гл. 20—
22 — Д.Д. Севруком и Н.Н. Пономаревым-Степным, гл. 16, 17
— В.Б. Тихоновым, гл. 10 — совместно Л.А. Квасниковым и
В.Б. Тихоновым, гл. 15 и 19 — совместно Л.А. Латышевым и
В.Б. Тихоновым.
Авторы благодарят коллектив кафедры Э8 МГТУ им Н.Э.
Баумана (зав. кафедрой профессор М.К. Марахтанов), профессо-
ра Н.Н. Семашко за полезные замечания по улучшению второго
издания учебника. Авторы также благодарны доктору техни-
ческих наук И.П. Назаренко за научную и организационную по-
мощь при подготовке к изданию этого учебника. Авторы при-
знательны инженерам Е-И. Сухаревой и В.М. Арбатскому, без
технической помощи которых подготовка второго издания была
бы весьма затруднена.
Все замечания и пожелания по книге следует направлять по
адресу издательства.
Раздел I. ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ УСТАНОВКИ
КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Глава 1. Энергосиловые установки в космосе
1.1. Задачи освоения космоса
В настоящее время можно назвать четыре основных направ-
лений развития науки и техники, которые определяют развитие
космонавтики и создание КЛА соответствующего назначения.
1. Космические летательные аппараты дают возможность су-
щественно увеличить и углубить наши знания о самой Земле.
Удается зафиксировать состояние атмосферы, поверхностей
океанов и континентов и многое другое. Все эти данные решают
не только научные, но и народнохозяйственные проблемы: уточ-
нение метеорологической обстановки на Земле, прогноз урожа-
ев, залежи полезных ископаемых, состояние различных объек-
тов и т.п. Уже в настоящее время экономия средств при ис-
пользовании космических аппаратов для ряда программ начина-
ет превосходить расходы на их запуск и эксплуатацию, и есть
все основания полагать, что и в дальнейшем это будет происхо-
дить во все возрастающем масштабе.
2. Космические аппараты используют для создания связи
между отдельными районами. Земли. Разнообразные системы
космической связи обеспечивают устойчивую передачу телевизи-
онной, радио-, телефонной и телеграфной информации. Все более
широкое применение находят различные международные, обще-
планетные системы связи различных пользователей на Земле для
навигации и коммуникации морских и воздушных кораблей.
3. Изучение космического пространства и космических тел
с помощью различных спутников, межпланетных станций, кос-
мических управляемых кораблей, спускаемых и межпланетных
аппаратов дает много новой информации о физических услови-
ях в околоземном и межпланетном космосе, о различных пла-
нетах Солнечной системы. Космические летательные аппараты
позволяют получить новые сведения о Земле, далеких звездах,
о галактиках, о Вселенной.
4. На космических аппаратах начаты первые опыты по кос-
мической технологии, производству различных новых веществ.
Невесомость, а точнее микроускорение, создает условие для по-
лучения принципиально новых результатов, ио в ряде случаев
является и существенным препятствием для успешного решения
5
вопросов. Уже сейчас опубликован ряд проектов создания в кос-
мосе некоторых оригинальных производств и мощных электро-
станций, энергия которых будет передаваться на Землю и дру-
гим космическим аппаратам, использоваться для космической
индустрии. Весьма вероятно, что в будущем значительная доля
энергоемких и вредных производств вообще будет переведена с
поверхности Земли в космос.
Даже такой чрезвычайно краткий обзор назначения и при-
менения космических аппаратов показывает, что для каждого
из них необходимы соответствующие энергосиловые установки.
Мощности систем энергопитания возросли с десятков ватт до
нескольких десятков киловатт. На ряде космических аппаратов
установлены электроракетные двигатели (ЭРД). Уже сейчас
стали необходимы и создаются ЭСУ мощностью в десятки и
сотни киловатт, разрабатываются и используются ЭРД для ори-;
ентации, коррекции и маршевого полета.
Особенности создания ЭСУ. Для решения указанных задач
необходимо быстрое развитие бортовых энергетических устано-
вок и электроракетных двигателей. Однако при их создании
приходится учитывать целый ряд факторов. (
Во-первых, в ЭСУ протекают сложные и взаимосвязанные
процессы, что приводит к необходимости искать новые схемные
и конструктивные решения с учетом жестких ограничений по
массе, габаритам, мощности, допустимой радиации и т. п. Однако
в ряде случаев все еще недостаточна достоверность наших знаний
об этих процессах и надежности создаваемых конструкций.
Во-вторых, в ЭСУ необходимо использовать последние до-
стижения различных областей науки и техники, которые сами
быстро развиваются.
В-третьих, ЭСУ должны работать месяцы и годы, т. е. дли-
тельность их эксплуатации в сложных космических условиях
соизмерима со сроками их создания.
В-четвертых, ЭСУ являются весьма трудоемкими и дороги-
ми изделиями. Принять правильное решение при разработке
ЭСУ помогают методы теории энергосиловых установок, которая
позволяет учесть рабочие процессы и структуру ЭСУ, условия
их эксплуатации в космосе и взаимосвязь с космическими ап-
паратами, потребности в различных ЭСУ и научно-технические
возможности их создания, эксплуатации и утилизации.
1.2. Условия эксплуатации энергосиловых установок
в космосе
Любая ЭСУ функционирует на конкретном ЛА, при этом в
зависимости от назначения КЛА, динамики его полета, свойств
окружающего пространства и других различных факторов изме-
6
няются условия эксплуатации ЭСУ. Рассмотрим основные из
этих условий.
Окружающая среда. Космические
ЭСУ функционируют в пространстве,
где давление меньше, чем 10“ 2 Па.
В предварительных расчетах
можно пользоваться значениями кон-
центрации и состава окружающей
среды, приведенными на рис. 1.1 и
1.2. Далее будет показано, что вокруг
ЭСУ из - за испарения материалов, ра-
боты двигателей и других причин воз-
никает собственная атмосфера, резко
отличающаяся от невозмущенной кос-
1010 ю15 Ю20 Itf’n.l/M3
Рис. 1.1. Изменение
суммарной концентрации
п атмосферных газов по
высоте h
мической среды.
Эти внешние условия необходимо учитывать при выборе ма-
териалов ЭСУ и ее рабочих тел, расчете торможения КЛА. Даже
при концентрации частиц 1016 1/м8 и скорости полета 8000 м/с
каждый квадратный метр миделя КЛА и ЭСУ создает аэродина-
мическое сопротивление порядка
Околоземное космическое
пространство пронизывают пото-
ки частиц в основном солнечного
происхождения. Это и поток фото-
нов от Солнца с интенсивностью
1,36 кВт/м2, это и солнечный
ветер, образованный главным
образом потоком протонов с энер-
гией 103 -*• 107 эВ и концен-тра-
цией 108 Ю10 1/м8. При столк-
новении таких частиц с КЛА воз-
никает радиация, которой можно
пренебречь при спокойном Со-
лнце, но которая крайне опасна
10"2 Н.
Рис. 1.2. Изменение состава
при солнечных вспышках. атмосферы по высоте h
Заряженные частицы, захва-
ченные земным магнитным полем, создают пояса радиации, ко-
торые также приходится учитывать при расчете ЭСУ. Во время
прохождения поясов радиации на КЛА и внешние узлы ЭСУ
воздействует интенсивная радиация, суммарная доза которой за-
висит от времени полета, т. е. от относительного ускорения
а , „
п,г^~ (табл,
ь g
1.1).
7
Таблица. 1.1
Условия полета "1 Доза излучения, Гр
Полет вне поясов спокойное Солнце радиации: солнечная вспышка 10“ 4 в сутки 30 в сутки
при п = 1 Полет в ь радиационных поясах: _ при ng = 10“ 10“2 за 2—3 суток 50 за 100 суток
Внутри КЛА интенсивность излучения может быть в десят-
ки раз меньше, но это достигается существенным увеличением
Рис. 1.3. Интервал време-
ни Ат между пробоями ме-
теорными частицами алю-
миниевого листа площа-
дью 1 ж2 и толщиной 5;
1 — вблизи Земли;
2 — вдали от Земли
Рис. 1.4. Изменение по
времени т относительной
мощности солнечных
панелей
массы корабля.
Потоки метеорных частиц, как
правило, редко пробивают стенки
различных устройств (рис. 1.3), но
даже микрочастицы ухудшают опти-
ческие свойства аппаратуры и умень-
шают мощность солнечных панелей
(рис. 1.4).
Земля имеет магнитное поле с на-
пряженностью 5 • 10“ 5 Тл, в межпла-
нетном пространстве напряженность
поля уменьшается до 10“8 Тл. Маг-
нитное поле Земли уже сейчас ис-
пользуется на некоторых спутниках
для изменения их ориентации.
Плазма космического пространст-
ва имеет положительный потенциал
(300000 В) относительно Земли.
Перегрузки. При транспортиров-
ке к Земле космического аппарата и
его отдельных систем, при выводе на
орбиту или при спуске с нее могут
возникать значительные перегрузки,
и ng иногда возрастает до 10 и
более.
Перегрузки действуют по разным
осям аппарата, возникают различные
вибрации и другие возмущения. Так,
например, орбитальная станция США
“Скайлеб” при выводе на орбиту по-
8
теряла одну панель солнечной батареи и теплозащитный экран,
что потребовало сложных ремонтных работ в космосе. Все это
необходимо учитывать, начиная с первых проработок идеи и
схем КЛА и ЭСУ.
Невесомость. Состояние тела, при котором отсутствует его
взаимодействие с опорой, т. е. идеальный случай нулевых пере-
грузок, характерно для КЛА уже после вывода на орбиту. Од-
нако на КЛА всегда действуют какие-либо силы, связанные с
солнечным ветром, давлением солнечного света, работой ЭСУ,
различного оборудования и т. д.
На современных КЛА микроускорения превышают 10“ 4 м/с2,
т. е. п < 10“ б. Даже такие маленькие ускорения не позволяют
получить очень чистые материалы с регулярной структурой
Поэтому, по-видимому, в ближайшие годы будут созданы спе-
циальные технологические КЛА, у которых ng будут меньше
10“ 7 + 10“ 6 за счет работы особых ЭРД, компенсирующих внеш-
ние возмущения.
Включение ЭРД может практически ликвидировать состоя-
ние невесомости на борту КЛА, следовательно, с этим тоже при-
ходится, считаться. В каждом отдельном случае влияние микро-
ускорений должно быть проанализировано и учтено. Например,
в большинстве космических конструкций, чтобы не нарушить
работоспособности изделий, необходимо применять надежный
способ забора двухфазного рабочего тела из баков.
Важно знать влияние микроускорений на работоспособность
космонавтов. Изучение этого вопроса показало, что в условиях
невесомости даже у тренированных космонавтов на 25% умень-
шается точность движений, несколько увеличивается время ре-
акций, происходит ряд других явлений.
Тепловые режимы. В условиях околоземного пространства
на 1 м2 поверхности ЭСУ, расположенной нормально к со-
лнечному излучению, приходится 1,36 кВт тепловой энергии.
Поэтому, если не применять соответствующих покрытий и
тепловой защиты, поверхность, обращенная к Солнцу, может
нагреться до 120°С (393 К), а находящаяся в тени — охла-
диться до — 70°С (200 К) Такие же перепады температуры
могут наблюдаться при переходе КЛА с освещенных участков
орбиты в теневые, полетах на разные расстояния от Солнца.
Даже средняя равновесная температура КЛА на околоземной
орбите составит около 60С (333 К), что требует специальных
систем терморегулирования, связанных с ЭСУ и энергопотреб-
лением КЛА.
9
1.3. Основные требования к энергосиловым
установкам
Из большого числа требований к ЭСУ рассмотрим наиболее
важные. Первым из них является выполнение поставленной за-
дачи, например доставки заданного полезного груза Мп из
одной точки космического пространства в другую в заданные
промежутки времени или поддержание космического аппарата в
заданном фазовом пространстве, времени, координат, скоростей
и т. п. параметров. Это требование, как будет показание ниже,
распадается на ряд составляющих требований.
Во-вторых, ЭСУ должна отвечать заданным требованиям по
массе. Например, обеспечивать вывод максимальной относитель-
__ мп
ной полезной массы Мп = -ту- или, что более часто встречается,
AZ0
обусловленную ракетой-носителем массу КЛА MQ и т. д.
Третьим требованием является обеспечение такой степени
сложности ЭСУ, которая дает возможность создания ЭСУ в за-
данные сроки, определяемые техническим заделом, производст-
венными и экономическими условиями.
В-четвертых, ЭСУ должна выдерживать относительно основ-
ных координатных осей стационарные и вибрационные пере-
грузки при выводе ракеты-носителя на орбиту.
Пятым требованием является возможность нормально функ-
ционировать в условиях космического полета: невесомости,
перегрузок, вакуума или собственной атмосферы, солнечного из-
лучения и температурных условий.
Для ряда задач можно найти некоторые общие параметры
или их совокупности, что позволяет создавать типовые установ-
ки в известной мере универсального назначения, следовательно,
с хорошими экономическими показателями, хотя при решении
каждой конкретной космической задачи необходимо учитывать
большое количество разнообразных и часто противоречивых тре-
бований.
Первое требование может быть разделено на ряд общих тре-
бований (надежность, автономность, цикличность, энерговоору-
женность, влияние транспортной задачи и др.), которые предъ-
являют к каждой ЭСУ.
Рассмотрим более подробно некоторые из этих требований.
Надежность. Большое значение имеет надежность выполне-
ния поставленной перед КЛА задачи.
Анализ надежности не входит в круг вопросов данного учеб-
ника. Поэтому рассмотрим только основные понятия надежнос-
ти применительно к ЭСУ.
10
Известно, что надежность изделий (т. е. их безотказность,
долговечность, ремонтопригодность, готовность к работе) зависит
от рабочих процессов, совершенства конструкции, технологии и
условий эксплуатации. Для космических
вится особо важным. В частности, ЭСУ
должны иметь ресурс (долговечность)
месяцы и годы. Вероятность безотказ-
ной работы беспилотных КЛА обычно
больше 80%, а для пилотируемых ко-
раблей — значительно выше. Вместе с
тем космические изделия должны вы-
держивать перегрузки во время выве-
дения на орбиту, быть максимально
легкими, их стоимость должна нахо-
диться в заданных пределах. Продол-
жительность создания ЭСУ для КЛА
составляет несколько лет, т. е. соизме-
рима со временем эксплуатации изде-
лий, сами изделия выпускаются в не-
большом количестве, поэтому особен-
ные трудности возникают при экспе-
риментальной доводке и проверке про-
дукции. Вместе с тем практически всег-
да рост надежности приводит к увели-
чению массы системы, т. е. уменьшению
изделий все это стано-
Рис. 1.5. Влияние
надежности R на
относительную
полезную нагрузку:
1 — ЭСУ с изменяемым
режимом, работы;
2 — ЭСУ с резервными
элементами
полезной нагрузки КЛА.
На рис. 1.5 показано, как уменьшается относительная полезная
нагрузка в зависимости от способа обеспечения надежности.
Очевидно, что при разработке тех или иных моделей ЭСУ
или ее узлов необходимо учитывать различные факторы, связы-
вающие надежность с остальными параметрами, которые харак-
теризуют ЭСУ.
Автономность. Свои задачи болыпинстйо КЛА выполняет,
используя в основном бортовые системы автоматического управ-
ления. Это связано, во-первых, с тем, что не всегда в нужный
момент можно подать команду с Земли, и, во-вторых, при даль-
них полетах время прохождения сигнала составляет несколько
минут и невозможно дистанционное оперативное управление
КЛА. В связи с этим регулирование ЭСУ и тем более ее узлов
можно обеспечивать в основном с помощью бортовых систем
автоматического управления. При этом приходится решать, как
увязать работу ЭСУ с функционированием КЛА в целом, какие
необходимо использовать принципы регулирования, как их ре-
ализовать, а также целый ряд других вопросов. Например,
нужны ли отдельные регуляторы на отдельные узлы и ЭСУ в
целом или управление ЭСУ будет осуществляться комплексом
бортовых электронно-вычислительных машин.
11
Естественно, что в этих условиях возрастают требования к
системы автоматического регулирования, поскольку
быть надежнее самой ЭСУ. При разработке модели
считать, что надежность системы автоматического
(САУ) должна быть на порядок выше надежности
= 0,9 ВСАу
Рис. 1.6. Циклограмма
энергопотребления ЭСУ:
N — мощность; г — время
надежности
она должна
ЭСУ можно
управления
ЭСУ, например, при ВЭСу = 0,9 ВСАу = 0,99.
Цикличность энергопотребления. На современных КЛА ра-
ботает одновременно целый ряд по-
требителей энергии. Поэтому энерго-
потребление КЛА может меняться в
очень широких пределах. В услови-
ях дефицита электроэнергии на
борту приходится устанавливать оп-
ределенную последовательность
включения отдельных потребителей
(график энергопотребления). Чаще
всего такая последовательность пе-
риодически повторяется, поэтому ее
называют циклограммой работы
(рис. 1.6). Циклограмма влияет на
параметры ЭСУ и зависит от этих параметров. Обычно исходят
из потребной мощности ЭСУ, затем проверяют возможность по-
лучения такой мощности, после чего приступают к оптимиза-
ции циклограммы с учетом различных факторов.
Энерговооруженность. Как известно, на КЛА электрическая
энергия используется для питания бортовой аппаратуры, специ-
ального оборудования; систем жизнеобеспечения (если это необ-
ходимо). На ряде КЛА электроэнергия нужна для электроракет-
ных двигателей. По мере улучшения различных источников
энергии растет энерговооруженность.
Так, например, энерговоору-
женность первых спутников со-
ставляла менее 0,1 кВт/т, в на-
стоящее время она поднялась до
0,5 кВт/т, и есть основания пола-
гать, что в ближайшие годы энер-
говооруженность достигнет 1 и
даже 10 кВт/т. На рис. 1.7 показа-
но изменение по годам мощносэи-
жайшем десятилетии располагае-
мые мощности могут достигнуть
десятков киловатт. Характерно,
что время работы энергоустановок
непрерывно растет и, по-видимо-
Рис. 1.7. Изменение мощнос-
ти. бортовой энергетики по
годам: + — мощность источ-
ников энергии; о — потреб-
ляемая мощность
12
му, их ресурс будет составлять многие тысячи и десятки
тысяч часов.
Влияние транспортной задачи. Как уже отмечалось, любой
летательный аппарат создается? для доставки полезной нагрузки
в заданную точку фазового пространства. Как известно, фазо-
вым пространством летательного аппарата называется совокуп-
ность параметров, характеризующих в определенное время его
координаты, линейные и угловые скорости, линейные и угло-
вые ускорения. Такими параметрами могут быть продолжитель-
ность полета, время работы ЭСУ, мощности, необходимые в оп-
ределенные моменты времени, и т. п. В космических полетах
очень часто энергетические затраты, связанные с выполнением
той или иной задачи, характеризуют как приращение скорости
летательного аппарата Аукла или изменение его суммарного им-
пульса /£ :
^КЛА Дх/КЛА - -Р^дв ’
где МКЛА — масса КЛА; Р — тяга двигателя; Атдв — продол-
жительность работы двигателя. Задача полета определяет и
транспортную задачу. С известной долей приближения совокуп-
ность транспортных задач представлена на рис. 1.8. Из этого
рисунка видно, что: 1) в ближайшем будущем разнообразные
транспортные задачи могут быть сведены в первом приближе-
нии к нескольким характер-
ным типам, достаточным
для дальнейшего анализа ЭСУ,
2) время работы энергетичес-
кой установки должно
быть не менее года, и посте-
пенно оно будет возрастать,
3) практически для всех
ближайших космических
задач можно будет исполь-
зовать энергетические уста-
новки мощностью 0,5—50 кВт,
т. е. сразу же встает вопрос
об их унификации. Таким
образом, для каждой транс-
портной задачи имеются свои
оптимальные значения раз-
личных параметров энергети-
ческих и двигательных уста-
новок (мощности, удельного
импульса и т. п.).
Рис. 1.8. Характерные
транспортные задачи:
1 —: ориентация; 2 — коррекция;
3 — изменение высоты орбиты;
4 — межпланетный перелет;
-- Мг:^у
Na — мощность; Mj ='~7—
13
1.4. Схемы энергосиловых установок
Основные системы. Как уже отмечалось, любая ЭСУ созда-
ется для КЛА, предназначенного для решения одной или не-
скольких транспортных задач. В зависимости от назначения
КЛА могут изменяться требования, которые предъявляются к
ЭСУ, и, следовательно, и сама установка в целом и ее части.
Однако каждая ЭСУ имеет ряд систем, без которых невозможна
ее работа. К таким системам относятся: 1) устройства, в кото-
рых энергия какого-либо первоначального вида (ядерная, со-
лнечная, химическая) переходит в другой вид, более удобный
для технического применения (тепловую, механическую, элект-
рическую); 2) устройства, с помощью которых можно сбросить
энергию в космическое пространство; 3) устройства, использую-
щие полезную энергию; 4) системы управления, регулирующие
как ЭСУ в целом, так и ее отдельные узлы; 5) различные сис-
темы, обеспечивающие ее первоначальный запуск, работу ре-
зервных и аварийных устройств.
На большинстве летательных аппаратов необходима электро-
энергия в нескольких видах (постоянный и переменный ток
разных напряжении), вследствие чего появляется потребность в
различных преобразователях электрической энергии и создается
специальная система преобразования и распределения электро-
энергии. В некоторых случаях, когда на борту КЛА имеются
разнотипные ЭСУ, например ядерная и солнечная энергетичес-
кие установки, электроракетные и химические двигатели, их
объединяют в комплексную энергосиловую установку. Схема
ЭСУ с ее основными системами показана на рис. 1.9.
Рис. 1.9. Иерархическая схема верхних уровней ЭСУ:
ЭУ — энергетическая установка; ПС — пусковая система; РУ —
резервная установка; САУ — система автоматического управле-
ния; ВС — вспомогательные системы; ПОТР — потребители;
БС — бортовые системы; СА — специальная аппаратура;
ДУ — двигательная установка; РД — ракетные двигатели;
ЭРД — электроракетные двигатели; ИЭ — источник энергии:
X -химический; С — солнечный; Я — ядерный; ПР — преобразователь;
ХИ — холодильник-излучатель; ДС — дополнительные системы
14
Иерархическая, функциональная и конструктивная схемы.
Каждую из отмеченных выше основных систем ЭСУ тоже
можно разделить на несколько подсистем. Так, например, по-
требители электроэнергии разделяются на бортовые системы,
специальную аппаратуру и двигательную установку. Любое из
этих устройств можно представить состоящим из более мелких
узлов и т. д. Такое разделение всей ЭСУ на ряд соподчиненных
уровней называется иерархической схемой установки (рис. 1.9).
Значительная часть узлов ЭСУ не только связана с “вышестоя-
щей” укрупненной частью ЭСУ, но и взаимодействует или через
какие-либо системы, или непосредственно между собой. В этом
случае можно составить схему таких связей, указав, например,
пути перехода потоков энергии (рис. 1.10,а), рабочего тела (рис.
1.10,6), информации (рис. 10,в). Такие схемы, отражающие осо-
бенности взаимодействия отдельных узлов, называются функ-
циональными.
Рис. 1.10. Функциональные схемы ЭСУ:
а — схем,а потоков энергии:
1 — источник энергии; 2 — преобразователь энергии;
3 — система энергопитания; 4 — потребители энергии;
5 — система охлаждения;
б — схема потоков рабочего тела:
1 — бак; 2 — система подачи; 3 — двигатель;
в — схема потоков информации:
1 — энергоустановка; 2 — двигательная установка;
3 — система автоматического регулирования
Отдельные системы и узлы ЭСУ могут иметь различное кон-
структорское решение и по-разному компоноваться на КЛА,
причем, как это будет показано далее, все это играет большую
роль при повышении эффективности использования ЭСУ. Поэто-
му очень часто приходится давать еще одну схему — конструк-
тивную (рис. 1.11).
Классификация. В зависимости от назначения, вида исполь-
зуемой энергии и других факторов ЭСУ могут быть самых раз-
личных типов, конструктивных форм, иметь различные техни-
ческие параметры. Поэтому классификация ЭСУ каждый раз
преследует те или иные конкретные цели, имеет определяющие
признаки и не может быть единой на все случаи. Так, напри-
15
Рис. 1.11. Компоновочные схемы энергоустановок:
а — размещение в носовой части КЛА:
1 — реактор с защитой; 2 — излучатель; 3 — теплообменник;
4 — преобразователь энергии; 5 — приборный контейнер;
б — размещение на выдвижной трубе:
1 — реактор; 2 — защита; 3 — выдвижная труба; 4 —излучатель;
5 — приборный контейнер; 6 — преобразователь энергии
мер, можно разделить установки по типу используемой энергии,
по типу преобразователей тепловой энергии в электрическую,
по типу двигателей. Отсюда следует, что вопрос о классифика-
ции остается открытым, пока из множества ЭСУ не делается та
или другая выборка отдельных схем, систем по их отличитель-
ным признакам.
В данном учебнике конкретные классификации энергетичес-
ких и двигательных установок будут даны в соответствующих
разделах.
Схема и структура. Ранее мы рассматривали некоторые
обобщенные схемы ЭСУ, которые отражали только основные уп-
рощенные связи между отдельными узлами. В действительнос-
ти, каждый узел имеет более сложные иерархические и функ-
циональные схемы, содержащие множество разных блоков, аг-
регатов, устройств и их отдельных элементов. Такая схема, отра-
жающая подробные взаимосвязи в ЭСУ, называется структурой
ЭСУ. Вопросы иерархического деления установки, вопросы ее
функциональной структуры являются очень важными. С ними
связан выбор основных принципов построения ЭСУ и ее узлов.
Так, например, ЭСУ, состоящая из меньшего числа подсистем,
может быть проще, чем установка, в которую входят дополни-
16
тельные промежуточные подсистемы. Однако. создание ЭСУ по
второй схеме, которая на высшем уровне иерархии нередко бы-
вает сложнее, окупается большей простотой каждого узла и по-
вышенной эффективностью использования всей ЭСУ на КЛА.
Функциональные схемы взаимосвязи с иерархической
структурой. Так, можно сделать ЭСУ, все блоки которой будут
управляться одним единым регулятором, однако лучше иметь
для каждого блока отдельные регуляторы, а общий — для ге-
нерального управления. В этом случае можно было бы исполь-
зовать прогрессивный принцип, заключающийся в том, что от-
дельные узлы созданы для четкого функционирования в задан-
ных пределах, а вся система в целом может иметь некоторые
вероятностные пределы работы, что намного повышает эффек-
тивность использования ЭСУ.
Эту мысль можно проиллюстрировать следующим приме-
ром. Наиболее рациональным является поддержание номиналь-
ного режима работы реактора, двигателей и других потребите-
лей. Однако оптимальная установка получается в том случае,
когда имеется система управления, позволяющая по-разному
включать отдельные потребители, не изменяя режим работы
энергетической установки.
Таким образом, разделение всей ЭСУ на отдельные системы
и подсистемы облегчает работу в целом, так как малые подсис-
темы легче создавать, доводить и регулировать, но при этом
нужно иметь больше отдельных блоков. Кроме того, оптималь-
ные параметры для каждой подсистемы и каждого отдельного
блока и оптимальные параметры для всей системы в целом
очень часто не совпадают между собой, и приходится искать
способы преодоления этих противоречий.
Взаимосвязи ЭСУ и КЛА. Помимо связи отдельных узлов
ЭСУ между собой существуют самые различные взаимодействия
ЭСУ и КЛА. Хотя основные назначения ЭСУ на КЛА — обеспе-
чивать летательный аппарат энергией и создавать силу тяги,
имеется много других аспектов взаимной связи. Так, например,
при вращении различных узлов ЭСУ возникает крутящий мо-
мент, передаваемый на КЛА, и это надо учитывать. Струя, вы-
текающая из двигателя, может взаимодействовать с наружными
узлами КЛА, приводя к изменению сил, действующих на КЛА,
искажая параметры оптических, радио- и других систем. Во-
круг любого КЛА имеется собственная атмосфера. Она возника-
ет вследствие испарения с поверхности и (гажения) отдельных
элементов конструкции, разлета рабочего тела из струи двига-
теля и т. п. Концентрация частиц собственной атмосферы обыч-
но существенно превышает концентрацию частиц самого косми-
ческого пространства. На рис 1.12 показано распределение изобар
вокруг станции “Скайлэб”. Много внимания приходится уделять
17
Рис. 1.12. Распределение давления вокруг станции (Па)
и конструктивным схемам расположения ЭСУ на КЛА. Если
всю ЭСУ сделать компактной, то при этом уменьшаются разме-
ры, однако увеличиваются взаимодействия различных систем
КЛА. Более растянутые компоновки, помогая избежать этих не-
достатков, обусловливают рост моментов инерции КЛА, увели-
чивая тем самым затраты, необходимые для его ориентации, и
вероятность возникновения колебаний. Несовпадение центра
масс КЛА с центром солнечного давления на поверхность вызы-
вает моменты, которые надо компенсировать двигателями.
Глава 2. Источники массы рабочего тела и энергии
на борту космического аппарата
Первичные источники энергии и массы рабочего тела для
космического летательного аппарата можно разделить на две ос-
новные группы: находящиеся на борту КЛА и внешние.
Для ограниченных по времени задач широко используются
комбинированные энергомассоносители, известные как химичес-
кие, обычно двухкомпонентные топлива. Маломощные (до 1 кВт)
энергетические бортовые источники длительного ресурса могут
выполняться на основе радиоизотопных топливных капсул, а
большой мощности (десятки, сотни кВт) — ядерных и в пер-
спективе -— термоядерных реакторов. К внешним относятся ес-
тественные — солнечные и искусственные энергетические источ-
ники, например лазерные или СВЧ-излучения. Такие источни-
ки могут потребовать создания и включения в систему энер-
гетической установки антенн или концентраторов и приемни-
ков лучистой энергии. Однако часто, например в фотоэлект-
18
рических преобразователях (ФЭГГ), излучение воспринимается
непосредственно поверхностью преобразователя, величина кото-
рой определяется заданной мощностью энергетической установ-
ки (ЭУ), КПД преобразования и плотностью потока солнечного
излучения. Возможны также прием и накопление массы из ок-
ружающего пространства. Это потребует создания соответствую-
щих подсистем ЭСУ как для улавливания и концентрации
массы, так и для преодоления аэродинамического сопротивле-
ния среды.
В качестве источника энергии может быть также и накоп-
ленная на предыдущих участках полета кинетическая энергия
КЛА. При этом используется гравитационное поле планет при
их облете, как это было осуществлено в программе “Grand
Tour” — “Большой Тур” при запуске КЛА за пределы Солнеч-
ной системы.
2.1. Источники массы
Запасенная на борту КЛА масса используется как рабочее
тело двигателей ЭСУ, рабочие тела и теплоносители теплопере-
дающих контуров и тепловых труб, а также и как энергоноси-
тель — рабочие компоненты топливных элементов и т. д. Ис-
точниками массы являются подсистемы хранения и подачи, вид
которых зависит от рода запасаемой массы. Она может нахо-
диться на борту КЛА в твердом виде — твердые топлива, твер-
дые рабочие тела электроракетных двигателей (ЭРД), химичес-
ких источников тока (ХИТ), массы инерционных энергомахови-
ков-накопителей. Для жидкой массы предусматривается баковое
хранение и насосная, вытеснительная и капиллярная системы
подачи. При этом в контурах подачи и циркуляции должны
быть предусмотрены расширительно-компенсирующие емкости.
Если температура плавления выше равновесной температуры
КЛА в данной точке пространства, то при запуске ЭСУ необхо-
димо предусмотреть энергозатраты на расплавление запасенной
массы.
Особым видом хранения отличаются криогенные вещества,
требующие специальной тепловой экранно-вакуумной изоляции.
Криогенные системы не могут обеспечить достаточно длительно-
го (более месяца) хранения запасенной массы в жидком виде.
Поэтому для более длительных периодов должны использовать-
ся бортовые криогенные установки или связанное хранение в
составе веществ, легко разлагающихся с выделением необходи-
мого компонента. Некоторые рабочие тела, например инертные
газы и азот, хранятся в сжатом газообразном состоянии. Допол-
нительные затраты массы на обеспечение прочности системы
19
хранения, работающей под высоким давлением при небольших
объемах системы, в ряде случаев окупаются простотой системы
хранения и подачи.
Накопление массы из окружающего пространства в ЭСУ
КЛА затруднено разреженностью и сравнительно неопределен-
ным составом окружающей среды Давление в свободном косми-
ческом пространстве меняется от 10~14 до 10~б и даже 10 4 Па
за счет загрязнения окружающей среды самим КЛА. В верхних
слоях атмосферы состав более определенный, но забор массы со-
провождается торможением КЛА и требует дополнительных за-
трат на компенсацию аэродинамического сопротивления реак-
тивной тягой ЭРД.
Для приема массы из окружающей среды могут предусмат-
риваться протяженные молекулярные “диффузоры”, электроста-
тические поля, геттеры и т. д. Концентрация массы при этом
может осуществляться криогенным методом вакуумной техни-
ки, электрохимическим (через твердый электролит) и т. д.
Прием уже концентрированной массы в твердом или жидком
виде с поверхностей планет и астероидов достаточно тривиален
и зависит от ее вида и агрегатного состояния. Вид запасенной
или накапливаемой на борту массы зависит от конкретных ус-
ловий: предназначения ее для той или иной подсистемы ЭСУ,
времени хранения и использования, рабочих температур и т. д.
Малая атомная масса и большая газовая постоянная, величины
давления насыщенного пара при рабочих температурах, темпе-
ратура плавления, теплота образования, теплоемкости, химичес-
кая активность и другие теплофизические параметры в каждом
конкретном случае определят ее вид — водород, щелочные ме-
таллы, инертные газы или, наоборот, сильные окислители и га-
логены.
Один из пионеров космонавтики Ф. А. Цандер в качестве
источника массы предлагал использовать отработанные агрегаты
конструкции, что представляет определенные технические труд-
ности, но в принципе возможно.
2.2. Источники химической энергии
Химическая энергия освобождается в форме электрической
энергии или тепла при реакциях образования продуктов из ис-
ходных топливных компонентов. Эти реакции сопровождаются
электронными переходами на внешних электронных оболочках
с учетом валентности исходных компонентов. Баланс энергии
может быть описан уравнением Гиббса—Гельмгольца, объединя-
ющим первое и второе начала термодинамики:
AG = AH-TAS, (2.1)
20
где AG = - nFE — максимальная работа реакции одного грамм-
эквивалента компонента при температуре процесса Т, равная
произведению валентности реагирующего иона п, числа Фарадея
F и электродвижущей силы реакции Е . Знак указывает на
отвод энергии от реагирующей системы, АН = Н2 - — раз-
ность энтальпий конечного и начального состоянии системы в
изобарном процессе, соответствующую тепловому эффекту реак-
ции , AS — изменение энтропии, которое может быть как
положительным (при уменьшении числа молей в результате ре-
акции) так и отрицательным (когда число молей продуктов ре-
акции превышает число молей исходных компонентов). В пос-
леднем случае требуется дополнительная затрата энергии на со-
хранение Т ~ const, что приводит к снижению теплового эффек-
та Q < АН. Это приводит иногда к необоснованным надеждам
•Р
на увеличение теоретического значения коэффициента использо-
вания энергии (КПД>1), если не учитывать забираемого из ок-
ружающей среды в этом случае тепла TAS.
Максимальная удельная энергия реагирующих компонентов
топлива Эуд (Дж/кг) обычно рассчитывается на оба компонента.
Анализ периодической системы элементов показывает, что чем
дальше отстоят друг от друга элементы в таблице Менделеева
по группам, тем больше выделяющаяся при их реакции энер-
гия. В то же время чем меньше атомная масса элементов, тем
больше удельная энергия. Поэтому максимальной удельной
энергией должны обладать фтороводородные топлива.
Однако при реальных технических оценках топлив и их
удельной энергии необходимо учитывать также массу системы
хранения и подачи. Тогда в зависимости от конкретных усло-
вий эксплуатации оптимальными могут оказаться (как горючее)
элементы не только первой, но второй, даже третьей (алюми-
ний) групп. Увеличение валентности реагирующих ионов п от 1
до 3 несколько компенсирует снижение Е, оставляя величину
AG достаточно высокой, а использование твердой металлической
фазы вместо газообразного водорода облегчает условия хране-
ния. Более безопасна эксплуатация топлив, где в качестве вто-
рого компонента использованы не галогены, а элементы шестой
группы, чаще всего кислород. Поэтому второй компонент топ-
лива обычно называют окислителем. В табл. 2.1 представлены
ЭДС и удельные энергии ряда элементарных топлив.
Химическая энергия может запасаться на борту в форме
связанного хранения рабочих компонентов, например водорода
в элементарных горючих углеводородах CnHm, гидразине N2H4 ,
аммиаке NH3 , несимметричном диметил гидразине N2H2(CH3)2 и
21
ьо
ьо
Окислитель Кислород Фтор
Горючее 1 Е , В Эуд ’ кВт • ч/'кг Е, В Эуд ’ кВт ч/кг
Водород 1,10 3,00 2,20 4,50
Литий 2,42 2,83 5,32 5,52
Натрий 1,47 1,01 4,36 3,11
Калий 1,21 0,59 4,30 2,22
Бериллий 2,41 4,62 4,36 8,36
Магний 2,57 3,42 4,32 5,97
I Алюминий 2,36 4,44 4,27 7,28
Таблица 2.1
Хлор Бром Йод
Е , В Эуд ’ кВт • ч/кг Е , В Эуд ’ кВт • ч/кг Е , В Эуд ’ кВт • ч/кг
2,00 2,500 1,30 1,000 1,10 0,829
3,44 2,175 2,97 0,917 2,32 0,464
3,30 1,510 2,34 0,766 2,42 0,433
3,54 1,275 3,27 0,736 2,88 0,465
1,78 2,150 1,40 0,848 0,78 0,308
2,32 2,070 2,11 1,088 1,34 0,475
1,79 2,290 1,31 0,985 1,14 0,595
т. д. Связанное хранение кислорода осуществляется в составе
жидких окислителей типа азотной кислоты HNO3 , азотного тет-
раксида N2O4 , перхлоратов ЫС104 , селитры LiNO3 . Это упро-
щает подсистемы хранения, уменьшая их массу при некотором
ухудшении характеристик компонентов топлива.
Балластировка компонента в целях упрощения системы хра-
нения может производиться и совершенно неэнергоемкими при-
садками, химическая энергия связи которых в веществе мала
по сравнению с тепловым эффектом реакции обеих компонен-
тов. Таковы перекись водорода Н2О2 , метанол СН3ОН , гидрид
LiH и боргидрид LiBH4 лития, соединения фтора CuF2 и NiF2 и
т. д. Наиболее экономно химическая энергии используется в
электрохимических преобразователях, когда один из перечис-
ленных выше компонентов поступает к месту реакции “холод-
ного горения” через электролит, не обладающий электронной
проводимостью и пропускающий только ионы компонента.
Тогда электроны вынуждены проходить через внешнюю цепь,
производя работу на полезной нагрузке, и только после этого уча-
ствовать в реакции. КПД такого преобразования может быть бли-
зок к 60-*-90%, однако удельные мощности не превышают
N < 0,5 кВт/кг, исключая специальные импульсные схемы.
У д
Большие удельные мощности до 104 кВт/кг можно получать
при непосредственном сгорании компонентов, однако эти мощ-
ности реализуются в форме тепла. Если необходима иная форма
энергии, то придется затратить на преобразование существен-
ную долю запасенной химической энергии (до 60—75% и
выше), так как КПД тепловых энергетических установок не
превышает 25—40%. Поэтому использование химической энер-
гии при сгорании топлив целесообразно только для малоре-
сурсных задач, порядка минут и часов. Повышение КПД для
“холодного” электрохимического горения позволяет использовать
химическую энергию на борту КЛА до месяца непрерывной рабо-
ты. Для полетов КЛА (порядка месяцев и лет) необходимо ис-
пользовать иные источники энергии. Это не исключает параллель-
ного использования химических источников, постоянно подзаря-
жаемых — регенерируемых за счет основного источника энергии
для аварийного, резервного или буферного энергоснабжения.
2.3. Источники лучистой энергии
Солнце — основной энергетический источник в нашей пла-
нетной системе с практически неограниченным ресурсом и абсо-
лютной надежностью. Все остальные источники энергии обяза-
ны своим происхождением Солнцу и в большей части представ-
23
ляют собой трансформированную или накопленную солнечную
энергию. Лучистая энергия используются и при энергопередачи
КЛА по лазерному лучу.
На поверхность Земли в год падает одна солнечная единица
энергии, равная 3 • 1024 Дж. Потребление всех видов энергии че-
ловеком в начале третьего тысячелетия составляет всего сотые
доли процента от этой величины. Энергия Солнца, падающая на
Землю, не только перекрывает все потребности человечества.
Полное ее использование недопустимо, так как приведет к уве-
личению средней температуры Земли выше 373 К, т. е. 100° С.
Равновесная температура КЛА при неработающей системе
терморегулирования на околоземных орбитах может достигать
335 К, т. е. 60°С, а при недостаточно удачных покрытиях и
400 -ь 470 К. Плотность энергии солнечного излучения меняет-
Рис. 2.1.
Распределение солнечной
энергии по спектру:
1 — в космосе;
2 — на Земле;
3 — черное тело;
4 — линии поглощения Н2 О
ного тела при температуре
ся обратно пропорционально
квадрату расстояния от Со-
лнца и зависит от ориента-
ции приемника:
7 = <7с
COS ф ,
(2.2)
где <7с=1,36
2
кВт/м
(1,35 4-1,39) — солнечная
постоянная, равная плотнос-
ти солнечного излучения на
эллиптической (8 = 0,017)
орбите Земли (r3); rf — рас-
стояние от Солнца; ф —
угол падения излучения на
освещенную площадку.
В спектре излучения Со-
лнца содержатся практичес-
ки все частоты от ультрафи-
олетовой до дальней инфрак-
расной. Однако, как пред-
ставлено на рис. 2.1, макси-
мум приходится на область
видимого света. Спектр бли-
зок к спектру абсолютно чер-
Тс = 5800 К. У поверхности Земли
он имеет провалы, соответствующие частотам поглощения пара-
ми воды и другими газами (С02) атмосферы.
24
Таблица 2.2
Планета Параметры
10 , км о дс , кВт/м
Меркурий 57,85 11,10
Венера 108,11 2,65
Земля 149,46 1,36
Марс 227,7 0,0519
Юпитер 777,6 0,0519
Сатурн 1426 0,0153
Уран 2868,3 0,0038
Плотность энергии излучения вблизи различных планет Со-
лнечной системы представлена в табл. 2.2. До орбиты Марса,
несмотря на небольшие величины qc , использование солнечной
энергии целесообразно.
Без предварительной концентрации солнечная энергия мо-
жет использоваться фотопреобразователями солнечных батарей,
а также приемниками сравнительно невысоких температур с по-
мощью селективных покрытий. Равновесная температура прием-
ника может быть выражена как
(2.3)
где ц — КПД преобразования, учитывающий долю отведен-
ного приемником тепла; F — площадь поверхности, погло-
щающей солнечное излучение; F£ — площадь излучающей
поверхности, которая может быть больше, например, за счет
тыльной поверхности; ас — интегральный коэффициент погло-
щения; е — интегральный коэффициент собственного излуче-
ния; а = 5,67 • 10“ 11 кВт/(м2 • К4) — постоянная Стефана — Больц-
ас
мана. При очень большом отношении — = 40 + 70, т. е. большой
е
селективности покрытий, и Т] = 0 можно получить температуры
25
az
приемника до 900 + 1200 К. Соотношения —= 1.0 + 20 реальные
£
ас
уже сейчас, а — =40 может быть достигнуто в ближайшем бу-
е
дущем. В настоящее время для достижения необходимых рабо-
чих температур порядка 1200—2000 К приходится использовать
концентраторы солнечной энергии со степенью концентрации до
с = 25 + 35 • 102. Тогда в фокальной области концентратора уда-
ется получить плотность светового потока до 3—5 кВт/см2 и
температуры до 2000—3000 К.
Наиболее удобными для использования на КЛА являются
концентраторы различных геометрических форм. Параболоид
вращения (рис. 2.2) дает наибольшие концентрацию и темпера-
туру в приемнике. Параболический цилиндр более удобен в
транспортном отношении, однако степень концентрации у него
существенно ниже — изображение в фокальной плоскости рас-
тянуто вдоль цилиндра.
а
Рис. 2.2. Параболический концентратор:
а — схема хода лучей; б — распределение относительной
плотности лучистого потока q/qm в фокальной плоскости f
(при м.ере точности h = 3 и ф = 45” qm = 17,5 кВт/см2)
Сферический концентратор (рис. 2.3) проще в изготовлении,
но солнечные лучи концентрируются не в фокальной плоскости,
как у параболического, а распределены в пространстве начиная
26
примерно от 0,5 радиуса,
постепенно спадая при
удалении от концентрато-
ра. Поэтому степень кон-
центрации также снижена.
Зеркало Френеля может
иметь плоскую форму и
обладает почти такими же
характеристиками, как
параболоид, состоит из
ряда кольцевых параболи-
ческих зеркал, располо-
женных в одной плоскости
и имеющих разное фокус-
ное расстояние, умень-
шающееся с уменьшением
радиуса кольца, так чтобы
лучи концентрировались в
одной фокальной плоскос-
Рис. 2.3. Сферический концентратор:
г= 0,5 + 0,7 — фокальная область
ти. При большом количестве узких колец их поверхность
может с достаточной степенью приближения изготавливаться не
параболической, а конической или сферической, что упрощает
изготовление при незначительном ухудшении характеристик.
Для увеличения степени концентрации применяются двух-
зеркальные схемы, дополнительное зеркало около входа в при-
емник позволяет частично собрать лучи периферийной части
изображения. Использование же выпуклого контротражателя
позволяет переместить приемник из фокальной плоскости основ-
ного зеркала в фокальную плоскость системы, расположенную с
обратной стороны основного зеркала, в котором приходится для
этого делать отверстие.
На рис. 2.2 приведена схема системы концентратор—прием-
ник. Падающий элементарный пучок света отражается от эле-
ментарного участка концентратора в фокальную плоскость зер-
кала. Угловой размер Солнца, видимого с КА, обратно пропор-
ционален расстоянию до Солнца и у Земли составляет 2рс = 32'.
Поэтому падающий пучок, сходящийся под этим углом, расхо-
дится после отражения, образуя в фокальной плоскости изобра-
жение Солнца. Способность концентратора создавать высокие
плотности светового потока характеризуется степенью концент-
рации — отношением плотности потока излучения, попадающе-
го в приемник qc п, к плотности потока, падающего на кон-
центратор. В идеальном случае она равна отношению площади
концентратора к изображению Солнца в фокальной плоскости:
27
(2-4)
Уравнение поверхности параболического концентратора с
фокусным расстоянием f выражается в декартовых координатах
зависимостями
х2
z/ = 0,25 у и
_ 4sin (р
f 1 + cos (р ’
(2.5)
а в полярных относительно фокуса
2/
г = -------
1 + cos (р
И
Dk = 2r sin (р . (2.6)
Изображение Солнца в фокальной плоскости Лсф определит-
ся суммой углового размера 0С, углового отклонения системы
ориентации от точного направления осевой линии концентрато-
ра на Солнце 0О и углового отклонения поверхности концентра-
тора от идеального за счет неточности его изготовления 0Т :
0 ~ Рс + ₽0 + ₽т •
(2.7)
sin (р cos (р
sin 0,50 +• sin2
• (2-9)
Из геометрии хода лучей (см. рис. 2.2) следует, что
л _ 2r sin °’5 Р /О ОЧ
с* " cos (ср + 0,50) ' ( }
Используя выражение (2.6), получим соотношение диамет-
ров концентратора и приемника излучения, или степень кон-
центрации:
_ s*n Ф cos Ф + sin2 Ф 0>50
sin 0,50
Максимальное количество энергии будет сфокусировано при
условии
(pw= 45° - 0,50 , (2.10)
которое получится, если приравнять нулю производную уравне-
ния (2.9) по (р. Из уравнения (2.9), (2.10) и (2.4) можно найти
максимально возможную степень концентрации.
Если допустимая ошибка ориентации составляет 0О = 6', а
точность изготовляемых концентраторов оценивается 0С = 8', то
для орбиты Земли при угловом размере Солнца 0с = 32' получим
0,50 = 23х. В отличие от идеального случая 0О = 0, 0Т = 0, 0=16'
28
степень концентрации снизится до 5660 вместо 11649, т. е. в
два раза.
Из геометрического построения хода лучей (см. рис. 2.2)
следует неравномерное распределение плотности потока излуче-
ния в отверстии приемника. Неточности отражения в среднем
подчиняются закону нормального распределения Гаусса
£(Д) = h exp (- Л2 h2 л~ 0>б) , (2.11)
где А — погрешность; h — мера точности, 2 < h > 5.
Выполнив приближенное интегрирование энергии элемен-
тарных отраженных пучков, можно получить.
Я г = Ят е*Ф °7 2) ’ <2 12)
R
где г = -ц- — отношение текущего радиуса к радиусу концент-
XV
ратора; q — максимальная плотность энергии в центре фо-
кального пятна:
<гт = 8,36- 102«оЛтЛ2а; (2.13)
(5 — коэффициент, учитывающий точность изготовления кон-
центратора:
<5 = 3,283 • 103 h2 sin2(p ; (2.14)
а — коэффициент отражения концентратора; (рм — максималь-
ный угол охвата концентратора;
Ат = О,333тс [(2 - cos ср) cos 0,5(р - 1] « 0,3927 sin2 фм . (2.15)
Точные параболоидные концентраторы типа стеклянных
прожекторных имеют h = 3,6 4,0 — наивысшую достижимую
меру точности. Точность концентратора может оцениваться и
среднеквадратичным смещением луча А/г относительно фокуса,
отнесенным к теоретическому диаметру солнечного изображения
А/г
Gl> ~ D .
сф
Оценивая макронеточности концентратора, можно
рассматривать распределение среднеквадратичного отклонения
угла (р по концентратору, определяющее симметричность тепло-
вого потока и изображения в фокальной плоскости.
У концентратора КПД из-за изменения угла падения лучей
в фокальной плоскости уменьшается с ростом угла раскрытия
(рис. 2.4).
Сферический концентратор (см. рис. 2.3) с малыми углами
раскрытия близок к неточному параболическому. Концентрация
29
энергии происходит в области оси на расстоянии 0,5—0,6г от
центра сферы. Диаметр концентратора связан с радиусом сферы
уравнением (2.8). Из равнобедренного треугольника определится
безразмерная координата изображения Солнца у оси:
г - ~ = 0,5 cos “ 1 (р . (2.16)
rk
Выражение относительного размера изображения Солнца
будет отличаться от (2.8):
В , = 0,5rfe sin В cos “1 (р cos “ 1 2ср . (2.17)
Просуммировав концентрируемую энергию, можно найти и
распределение лучистого потока, которое неравномерно по оси
концентратора. Наиболее распространены полостные приемники
излучения, так как их КПД выше, чем у полусферы или плас-
тины (рис. 2.5). Потери энергии определяются как отношением
диаметра входа в приемник к теоретическому диаметру солнеч-
ного изображения, когда отсекаются области солнечного пятна
(см. рис. 2.2) с малой плотностью излучения, так и обратным
излучением из приемника.
Рис. 2.4. Зависимость
степени концентрации и
КПД идеального зеркала
от угла раскрытия фот
Рис. 2.5. Зависимость КПД
концентратора и приемника
от относительного диаметра,
входа в приемник ^Bn/Dcc]Qr
--------- — полусфера;
- - ' — пластинка
30
Баланс энергии определяет КПД системы концентратор —
приемник:
О£ Т4
и =1-2^-, (2.18)
Чк.П -1 д ас ’ V 7
где о = 5,67 10“ кВт/м2К4 — по-
стоянная Больцмана; Е = 1,0 — сте-
пень черноты отверстия приемни-
ка; а учитывает потери энергии на
концентраторе; с — степень кон-
центрации.
о D*
Рост Т|п с увеличением -=:— оп-
•^сф
ределяется большим захватом
энергии в приемник, однако при
——>12 слишком большое отверс-
^сф
тие приемника приводит к боль-
шим потерям на обратное излуче-
ние. Падение суммарного КПД
Рис. 2.6. Зависимость КПД
концентратора, и приемни-
ка от температуры, при
Dn D
~~=1,0; ~=2,3
йсф f
концентратора и приемника с ростом температуры приемника и
падением точности концентратора <5Л представлено на рис. 2.6.
Максимально достижимые температуры приемника при различ-
ных типах концентраторов и от степени концентрации показа-
ны на рис. 2.7. С увеличением отвода полезной энергии от при-
емника, т. е. ростом Т|к п , температура снижается:
(2.19)
В приемниках оптимизируются также соотношения его раз-
меров — диаметрального и осевого с входным отверстием. Здесь
необходимо учитывать как обратное излучение, так и затенение
концентратора слишком большим приемником, а также реаль-
ное распределение температур вдоль приемника, спадающее от
входного отверстия.
Полостной приемник излучения часто сочетается с тепло-
вым аккумулятором энергии (рис. 2.8), когда накопление тепла
происходит за счет теплоты фазового перехода (плавления) ма-
териала г (табл. 2.3).
Сочетая гидродинамику течения теплоносителя с полем тем-
ператур в приемнике, например течение от областей более низ-
ких температур к более высоким, можно повысить как КПД,
31
так и температуру теплоносителя, передающего тепло преобра-
зователю энергии.
Рис. 2.7. Зависимость температуры, приемника излучения
от степени концентрации с и полезного отвода тепла Т| , %:
1 — цилиндр; 2 — параболоцилиндр; 3 — сфера; 4 — параболоид
Рис. 2.8. Полостной приемник излучения с тепловым
аккумулятором:
1 — входное отверстие; 2 — полостной приемник энергии;
3 — тепловые трубы; 4 — тепловой аккумулятор,
5 — тепловая изоляция; 6 — теплообменник
Таблица 2.3
Аккумулятор ^ШГ ’ г , кВт.ч/кг
LiH 961 645—750
LiF 1118 286
NaF 1273 220
32
Окочание табл. 2.3
Аккумулятор 7* К 1 пл ’ r , кВт.ч/кг
Be 1555 420
Si 1700 495
TiSi 1818 310
Al2O2BeO4TiO2 1891 275
Al2O4BeO44Mg0 1918 400
2BeO2MgO 2153 580
2.4. Радиоизотопные источники энергии
Известен целый ряд естественных и искусственных радио-
изотопных элементов с нестабильными ядрами. Радиоизотопные
источники энергии используют тепло, выделяющееся при радио-
активном распаде таких нестабильных элементов. Они характе-
ризуются типом распада: a-выделением ядер гелия, т. е. газо-
образованием; P-вылетом электронов, которые при больших
энергиях и последующем торможении сопровождаются рентге-
новским и собственным у-излучением. Так как масса остающе-
гося после распада ядра неизмеримо больше выброшенных при
распаде частиц, основная доля энергии приходится на их кине-
тическую энергию.
Топлива с а-распадом наиболее удобны с точки зрения ра-
диационной безопасности, но при расчете топливных капсул
надо учитывать повышение давления в них из-за газовыделе-
ния. Ресурс радиоизотопного топлива определяется его перио-
дом полураспада т0 5 , т. е. временем, за которое распадается
половина всех ядер, а тепловая мощность уменьшается в два
раза Удельная мощность радиоизотопного топлива N , Вт/г,
и |Ц
обычно уменьшается почти пропорционально росту т0 5 .
Это объясняется близкой по величине энергией выбрасывае-
мых при распаде частиц у различных радиоизотопных элементов.
Так как число распадов в единицу времени пропорциональ-
но числу радиоактивных ядер п :
= (2.20)
где % — постоянная радиоактивного распада, то, интегрируя это
условие в заданном интервале времени, получаем выражение:
33
Inn
(2.21)
или
Рис. 2.9. Энерговыделение различ-
ных радиоизотопных источников
будет более сложным, так как
Q = Qoe-x't, (2.22)
где п0 — начальное количе-
ство радиоактивных ядер;
Qo — начальное тепловыде-
ление.
Период полураспада,
когда п = О,5ио , Q = O,5Qo :
^0,5 ~ 1 =
= 0,693V1. (2.23)
В действительности вы-
ражение периода полураспа-
после деления получается не-
стабильное ядро, и необходимо учитывать всю цепочку последо-
вательных распадов. Например, если для радиоизотопа 232 U ко-
нечным продуктом явится свинец РЬ и сокращенно реакция
записывается 232 U -» (5а + 2|3) + 208 РЬ , то в действительности
этому конечному продукту предшествует длинная девятиэле-
ментная цепочка с различными X и т0 5 , что усложняет опреде-
ление суммарной величины То б . Мощность радиоизотопного ис-
точника убывает экспоненциально по времени в соответствии с
(2.23). Это требует создания систем регулирования для отвода
избыточного тепла при т < т0 5 и приводит к уменьшению мощ-
ности при т > То 5 .
Различные радиоизотопы имеют разные удельные мощности и
периоды полураспада, что позволяет в зависимости от конкретной
задачи выбирать тот или иной тип топлива. Как следует из рис.
2.9 и табл. 2.4, долгоживущие радиоизотопы типа 242 Ст и
238 п
Ри , к сожалению, имеют очень низкое энерговыделение, что
требует соответствующей конструкции радиоизотопной капсулы
(рис. 2.10). Для повышения термостойкости топлива его часто
применяют в форме высокотемпературных соединений, окислов
или карбидов, несколько снижая удельное тепловыделение.
Обеспечение радиационной безопасности достигается за счет
применения, когда это возможно, радиоизотопов с а-распадом,
34
Изотоп То 5, лет Вид распада Qo, Вт/г Лтл’ K
210 Ро 0,38 a 141 527
244 Cm 0,45 a 120 1223
144 Се 0,78 3 , Y 26 1077
228 1,9 a ,y 170 1910
60 Со 5,25 P , Y 17,4 1760
242 Cm 18 a 2,8 1223
90 Sr 28 P> Y 0,98 1043
137 Cs 30 P, Y 0,4 301,5
238 Pu 89 a , % 0,55 913
Таблица 2.4
Топливо Qo , Вт/г Гпл ’ К . 3 р , г/см
РЬРо 71 873 9,6
Ст2О3 98 2223 11,7
Се„О- о 22 2263 6,8
ThOo О 141 3480 9,0
Со 9,0 1760 8,9
СтОч 2,3 2223 11,7
SrO 0,79 2703 4,7
CsF 0,24 1137 3,58
PuC 0,52 1923 13’6 1
Рис. 2.10. Топливные капсулы
радиоизотопных источников:
1 — пробка;
2 — внешняя оболочка;
3 — вторичная капсула;
4 — первичные капсулы;
5 — радиоизотопное топливо
удаления радиоизотопного блока
на штанге от КЛА, использования
поглощающих оболочек из урана,
вольфрама, свинца и других мате-
риалов. При транспортировке и
сборке радиоизотопных генерато-
ров необходимо обеспечивать как
защиту, так и теплоотвод от топ-
ливной капсулы, учитывать
уменьшение мощности по времени
хранения.
При падении капсулы на по-
верхность Земли ее оболочки
должны сохранять герметичность.
Для энергий у-излучения порядка
0,5 МэВ кратность ослабления
К = 100 достигается толщиной обо-
лочки 1,5 см U; 2,3 см W; 3,0 см
РЬ, а К = 50 — при 1,3; 2,9; 2,6
соответственно. Требуемая толщина возрастает приблизительно
пропорционально энергии излучения.
2.5. Ядерные реакторы
Стабильные ядра химических элементов представляют собой
прочно связанную систему нуклонов, отвечающую минимуму
2
полной энергии. Масса ядра и энергия покоя ядра Ел = тя с
всегда меньше суммы масс всех протонов и нейтронов, состав-
ляющих данное ядро. Средняя энергия связи на нуклон зависит
от массового числа А и различна для разных элементов. Она
выше энергии кулоновского отталкивания протонов и обеспечи-
вает стабильность ядра. В то же время ее уменьшение для лег-
ких ядер, когда число нуклонов мало и ядро несимметрично, а
также для очень тяжелых ядер, когда возрастают кулоновские
силы растаскивания, дает возможность деления ядра с высвобож-
дением ядерной энергии, соответствующей дефекту массы. Область
малых А может обеспечивать возможность как реакций деления
(тритий), так и синтеза (дейтерий + тритий). Область больших А
соответствует большей вероятности реакций деления.
Для энергетических установок (ЭУ) мощностью свыше 5—10 кВт
использование радиоизотопных генераторов с неуправляемой ре-
акцией радиоактивного распада становится эксплуатационно не-
выгодным. Такой источник невозможно выключать на периоды
хранения, до запуска, для транспортировки, технического об-
служивания, он требует постоянной защиты от излучения и от-
36
вода вырабатываемой энергии, что при ее больших уровнях
представляет сложную задачу.
Для ЭУ большой мощности целесообразно применение ядер-
ных реакторов с управляемой реакцией деления. До своего пер-
вого запуска они практически радиоционно безопасны. В каче-
стве исходных делящихся веществ применяются как нуклиды
естественные, например 235 U, получаемый обогащением при-
родного урана, где его содержится 0,712%, так и искусственные
233 тт 239 -г,
типа U, Ри и др.
При захвате нейтрона ядром происходит распад с выделени-
ем осколков и нейтронов деления. Для 235 U реакция идет с об-
236 тт
разованием промежуточного изотопа U:
= 236 U —> 236 и —> А, + А9 + 2,5п .
U Л &
Наиболее вероятные продукты деления имеют массовые
числа = 95 и А2 - 139, атомные номера Z± = 38 и Z2 = 54, т. е.
это стронций и ксенон. Могут образоваться и иные продукты, а
число нейтронов п колеблется от 2 до 3. Преобладание вторич-
ных нейтронов деления над исходным дает вероятность обеспе-
чения цепной реакции деления. Если в результате всех процес-
сов неактивного поглощения части нейтронов конструкционны-
ми материалами, осколками деления, теплоносителем и други-
ми примесями, входящими в состав активной зоны реактора, а
также утечки нейтронов через ее поверхность коэффициент раз-
п2
множения нейтронов К ъ = — будет равен единице, то ядерный
* ^*1
реактор при этом стабильно выделит энергию, а при Кэф > 1,
разгоняясь, резко увеличит энерговыделение. С уменьшением
энергии нейтронов эффективное сечение деления растет от
ст = 1,17 барн при Е = 1 МэВ для 236 U до 582,2 барн при теп-
ловой энергии Е = 0,025 эВ. Поэтому реакторы на быстрых ней-
тронах деления требуют большего обогащения делящимся изо-
топом, не менее 20%. Замедление нейтронов до тепловых энер-
гий позволяет снизить обогащение до 2—10%, что характерно
для стационарных реакторов АЭС, где размеры реактора и его
масса не имеют столь строгих ограничений, как размеры реакто-
ров транспортных и тем более космических установок, где обога-
щение достигает 90—95% Для замедления используются материа-
лы, достаточно слабо реагирующие с нейтронами, но активно об-
менивающиеся с ними энергией, т.е. с большим коэффициентом
замедления: 2 104 — у тяжелой воды, 180 — у бериллия, 170 —
37
у графита. В реакторах космических ЯЭУ в качестве замедли-
теля используется водородосодержащий гидрид циркония.
Реакторы КЛА сравнительно малой нейтронной и тепловой
мощности до 400 кВт целесообразно использовать с замедлите-
лем, а при повышении мощностей переходить к системам на
промежуточных и быстрых нейтронах.
Из рис 2.11 следует, что
Рис. 2.11. Зависимость критичес-
кой массы уран-бериллиевых реак-
торов от объема активной зоны
при обогащении 35—100%:
------ бериллиевый отражатель;
- - - без отражателя
обогащение 23& U влияет на
загрузку реактора ядерным
топливом Использование отра-
жателей, позволяя уменьшить
утечку нейтронов, существен-
но влияет на критические раз-
меры и загрузку реактора. Ба-
ланс нейтронов предыдущего
и последующего поколений,
обеспечивающий КЭф= 1, оп-
ределяет эти параметры. Он
должен рассчитываться с уче-
том всех процессов диффузии
и замедления нейтронов, их
взаимодействия с делящимся
веществом, примесями, кон-
струкционными материалами,
теплоносителями по всему объему активной зоны с учетом ре-
ального распределения в ней температур, нейтронных потоков,
их утечки через внешнюю поверхность и отражения. Расчет
проводится в многогрупповом приближении, когда для каждой
группы нейтронов определенного уровня энергии рассматривает-
ся балансовое уравнение, учитывающее наряду с диффузией и
поглощением нейтронов данной группы и переход нейтронов
при их замедлении из одной группы в другую.
Коэффициент размножения нейтронов при работе реактора
не остается постоянным. Изменения температур вызывают изме-
нение сечений взаимодействия, накопление продуктов деления
сопровождается шлакованием реактора, неактивным поглощени-
ем нейтронов и его отравлением промежуточными, сильно по-
глощающими изотопами (йодная яма). Выгорание U приво-
дит к уменьшению потока нейтронов деления. Поэтому по вре-
мени Кдф должен уменьшаться. Для того чтобы обеспечить дли-
тельную работу реактора в течение заданного ресурса, необходи-
мо иметь запас по реактивности р = КЭф - 1, компенсированный
в начале ресурса либо повышенным поглощением нейтронов
38
(компенсирующие стержни, например из бористой стали, реак-
торов на тепловых нейтронах), либо повышенной утечкой (пово-
ротные регулирующие барабаны в отражателе реактора на бы-
стрых нейтронах). Этот запас реактивности КЭф при выведенных
стержнях или закрывающих отражатель барабанах рассчитан на
постепенную компенсацию как выгорания ядерного горючего,
так и компенсацию роста неактивного поглощения нейтронов
продуктами распада. В начале работы компенсационные бараба-
ны обеспечивают максимальную утечку, а стержни введены в
активную зону.
С ростом температуры эффективные сечения уменьшаются и
7£эф должен падать. В этом случае реактор обладает отрицатель-
ным температурным коэффициентом реактивности:
p(t) ~ а(Т - То) .
При случайном повышении мощности температура возраста-
ет, 7Гэф падает и возвращается к первоначальному значению со
снижением мощности и температуры. Однако реактор может об-
ладать и положительным коэффициентом за счет соответствую-
щего изменения эффективных сечений неактивного поглощения,
изменения геометрии при тепловых расширениях. Тогда систе-
ма становится неустойчивой и для ее регулирования необходима
очень чувствительная аппаратура управления регулирующими
стержнями или барабанами. Необходимы датчики даже на про-
изводную возрастания нейтронного потока, чтобы успеть остано-
вить возрастание нейтронного потока. Возможность регулирова-
ния обеспечивается тем, что не все нейтроны деления выбрасы-
ваются мгновенно при протекании реакции. Несколько групп
так называемых запаздывающих нейтронов (0,65%) выбрасыва-
ются спустя т = 12,24 с. Поэтому, если реактор подкритичен
для мгновенных нейтронов и становится критичным только с
учетом запаздывающих, появляется реальная возможность его
регулирования. Помимо компенсирующих по ресурсу и регулиру-
ющих по параметрам органов в реакторе предусмотрена также
аварийная защита, практически мгновенно переводящая его в
под критическое состояние. Это могут быть стержни, барабаны,
сброс отражателя или его части.
На рис. 2.12 представлена схема реактора с защитой. Помимо
тяжелой круговохг защиты для КЛА часто предлагается теневая,
создающая сектор, в котором можно располагать КЛА, аппара-
туру и все подсистемы, требующие защиты. Защиту от у-излу-
чения обеспечивает тяжелый экран из материалов типа 238 U,
W. Нейтронная защита требуется для достаточно быстрого за-
медления материалами, близкими по массовому числу к нейтро-
39
5
Рис. 2.12. Ядерный реактор
с теневой защитой:
1 — отражатель;
2 — тепловыделяющие элементы;
3 — барабаны с электропривода-
ми; 4 — у-защита;
5 — нейтронная, защита;
6 — трубы теплоносителя
ну. Применяется гидрид лития ЫН, имеющий в своем составе
водород. В соответствующей формы контейнер заливается ЫН в
расплавленном состоянии (Тпл = 800 К). Трубы теплоносителя и
кабели должны прокладываться около него так, чтобы не дать
возможности прямому пролету нейтронов. Так как интенсив-
ность радиационного облучения падает пропорционально квадра-
ту расстояния, ЯЭУ и ее реактор отодвигаются от полезной на-
грузки КЛА на мачте, длина которой позволяет снизить массу
блока радиационной защиты и оптимизируется.
Масса реактора зависит от уровня его мощности и может
быть до расчета грубо оценена из следующих соображений. До
определенной мощности и размера масса определяется нейтрон-
но-физическими характеристиками и практически постоянна для
любой тепловой мощности, т. е. удельная масса реактора, а следо-
Рис. 2.13. Зависимость удельной
массы по тепловой мощности
от тепловой мощности:
— реактор;
- - - — теневая защита
вательно, и защита по его
тепловой мощности меня-
ются обратно пропорцио-
нально мощности. При
больших мощностях масса
и размеры реакторы опре-
деляются допустимой вели-
чиной тепловых потоков в
элементах и тепловыделя-
ющих элементах, и, сле-
довательно, на этом
участке удельная масса по-
стоянна по мощности.
Опубликованные в лите-
ратуре значения удель-
ных масс реакторов и те-
невой радиационной за-
щиты ряда разрабатывае-
40
мых космических ЭУ, как показывает рис. 2.13, хорошо согла-
суются с указанными закономерностями.
Масса теневой радиационной защиты зависит от характера
полезной нагрузки (допустимых для нее доз облучения), длины
мачты, нейтронной и тепловой мощности реактора и в ряде слу-
чаев близка к массе самого ядерного реактора.
2.6. Возможности использования энергии
ядерного синтеза
Ядра, обладающие малым массовым числом А, имеют и
малую энергию связи, а поэтому могут эффективно использо-
ваться как в реакциях деления (тритий), так и синтеза (дейте-
рий, тритий, гелий-3) [3]. Запишем несколько реакций синтеза:
2D + 2D -» (3Т + 1,01)+ (р + 3,03) == 4,0,3 МэВ;
2D + 2D ~+ (3Не + 0,82) + (п + 2,45) = 3,27 МэВ;
2D + 3Т -» (4Не + 352) + (п + 14,16) « 17,6 МэВ;
2D + 3Не -+ (4Не + 3,67) + (р + 14,67) = 18,3 МэВ.
Возможны и более сложные реакции, например:
Li2D + п -» (4Не + 4,8) + 2D + 3Т -
- [24Не + 8,32)+ (п + 14,06) = 22,38 МэВ.
Однако осуществление этих реакций затруднено из-за электро-
статического отталкивания одноименно
положительно заряженных ядер и необ-
ходимости преодоления этих кулонов-
ских сил, скомпенсированных в самом
ядре ядерными силами связи. В про-
стейшем случае для их преодоления
можно использовать кинетическую энер-
гию хаотического движения нагретых
до температуры плазмы элементов. Эта
энергия связана с температурой соотно-
3
шением Е = kT , например для преодо-
ления энергии отталкивания в 10 кэВ
надо развить температуру 77 • 106 К. Энер-
гетический выход, так же как и радиа-
ционные потери из плазмы, зависит от
температуры (рис. 2.14). Устойчивая ре-
Рис. 2.14. Сравнение
энергетического выхо-
да (1) и радиационных
потерь (2) из плазмы
41
108 К. Исхо-
условие кри-
акция термоядерного синтеза может обеспечиваться лишь после
достижения температуры, определяющей положительный баланс
энергии, т. е. для условия на рис. 2.14 это Т = 7 •
дя из энергетического баланса, можно получить
тичности
термоядерного реактора:
-1
Ж = 3kT 0,25 av Ег1+-~ - Cz2
U,
трития; 1/см3, т —
удержания тепловой
v — относительная
концентрация ядер дейтерия и
жизни в плазме (среднее время
а — сечение реакции синтеза;
где N —
время их
энергии);
скорость теплового движения; Еа = 3,52 — энергия частиц а ;
Ес = 22 -ь 25 МэВ — энергетический выход на акт синтеза; К —
коэффициент усиления мощности (по отношению к мощности,
затраченной на нагрев плазмы); 22 — средний квадрат заряда
ядер, С = 1,36 10" 40 Вт/(м3 • К).
Границы областей самоподдерживающейся реакции пред-
ставлены на рис. 2.15.
Температура зажигания реакции 2D + 3Т при К » 1 соста-
вит приблизительно 4 кэВ, а для 2D + 3Не — 40 кэВ. Мини-
мальное значение произведения концентрации плазмы и време-
нем зависит от К, т. е. способа нагрева плазмы, энергетического
цикла, состава бланкета (рубашки реакционной камеры реакто-
ра). Наименее жесткие условия самоподдерживающейся реак
ции, характерные для
Рис. 2.15. Области
самоподдерживающейся
реакции термоядерного
синтеза
2тгч Зги
реакции D + Т, соответствуют критерию
Лоусона Ж = Ю20с/мЗ и Т > 4 кэВ.
Получение таких параметров явля-
ется достаточно сложной проблемой.
Ее пытаются решить, подбирая различ-
ные способы разогрева подготовленной
смеси. В импульсных одноразовых сис-
темах типа термоядерного взрыва это
достигается за счет поджигающей
ядерной системы деления. Несмотря на
неизбежную большую энергию реакции
и ее кратковременность, эту схему с
отражением ударной волны от экрана
предлагают для некоторых схем КЛА.
Желание получить более спокойную и
управляемую реакцию привело к изу-
чению разогрева плазмы, запертой маг-
42
нитными ловушками и пробками. В настоящее время насчиты-
вается более 20 типов установок с магнитным удержанием плаз-
мы. Много внимания уделяется токамакам — тороидальным ка-
мерам с магнитной катушкой — импульсным трансформаторам
с короткозамкнутым плазменным витком. Параллельно с этим
направлением развиваются и методы встречных пучков лазерно-
го излучения, релятивистских электронов и т. д., сфокусирован-
ных на соответствующей мишени из термоядерного топлива.
Появились и “экзотические” предположения о возможности
так называемого “холодного термояда” с использованием
электрохимических реакций и реакции в твердом теле на ядрах
без электронных оболочек, но они не нашли признания.
Глава 3. МЕТОДЫ АНАЛИЗА ЭНЕРГОСИЛОВЫХ
УСТАНОВОК
3.1. Основные параметры ЭСУ
Энергосиловая установка в целом, ее отдельные части, их
взаимосвязь между собой — все это вместе является весьма
сложной системой, характеризующейся множеством выполняе-
мых функций. Поэтому достаточно трудно дать абсолютно пол-
ное описание всех частей ЭСУ и их влияния друг на друга.
Обычно рекомендуется представить ЭСУ как сложный ком-
плекс отдельных систем и подсистем, узлов, блоков, агрегатов,
которые связаны между собой различными процессами и взаи-
модействиями. В таких описаниях можно ограничиться уровнем
некоторых элементарных ячеек и представлений. Конечно, по-
нятие “элементарность” здесь сугубо условное и будет в разных
случаях совершенно различным. Так, например, турбина явля-
ется элементом энергоустановки, но и сама, в свою очередь, со-
стоит из многих элементов: соплового аппарата, диска, лопаток
и т. д.
В современную ЭСУ входит до нескольких сотен тысяч эле-
ментов. В теории систем показано, что простые системы, состоя-
щие из 102 - 106 элементов, еще можно сравнительно легко ана-
лизировать и с помощью ЭВМ рассчитать в целом. Сложные сис-
темы, которые содержат от 102 - 106 элементов, надо разбивать
на простые системы и подсистемы. Для ультрасложных систем,
содержащих более 1О10 элементов, могут быть использованы только
приближенные и вероятностные методы анализа и вычислений.
Таким образом, ЭСУ можно определить как сложную систе-
му, связанную по подсистемам и элементам внутри самой ЭСУ
и вне с КЛА вещественными, силовыми, энергетическими, ин-
формационными воздействиями. Представление об ЭСУ как о
43
сложной системе позволяет сразу же использовать ряд положе-
ний общей теории систем: определить состав системы, ее основ-
ные части, их иерархические и функциональные связи, иссле-
довать операции, т. е. действия, выполняемые системой в
целом, ее частями и элементами, найти характеристики систе-
мы, т. е. связи между параметрами, их оптимальные значения
и решить целый ряд других вопросов.
Рассмотрим некоторые важные аспекты описания ЭСУ.
Научно-технические модели. Выше уже отмечалось, что при
составлении схем ЭСУ или ее каких-либо частей, как правило,
отвлекаются от частностей и выделяют наиболее характерные,
определяющие процессы, связи, параметры.
Системный анализ позволяет выделить в ЭСУ основные сис-
темы или узлы, используя при этом правило, что каждая сис-
тема должна иметь ряд характерных признаков: самостоятель-
ную структуру, работать как единое устройство, связанное с
другими подсистемами ЭСУ, иметь возможность отдельного ре-
гулирования. При доводке и испытаниях она должна функцио-
нировать как самостоятельный узел, быть примерно такой же
надежной, как остальные системы.
После составления приближенной структурной модели рас-
сматриваемую систему удобно проанализировать, чтобы опреде-
лить, какими параметрами она обладает. Чем грубее модель,
тем она проще, но и менее достоверно оцениваются обобщенные
характерные величины. Имея более подробное описание процес-
сов, можно более обоснованно подходить к расчету тех или
иных величин.
Совокупность основных сведений об изучаемом объекте позво-
ляет подготовить данные для физико-математической модели. В
инженерно-технических моделях приходится учитывать и множест-
во конструктивных, технологических, испытательных, эксплуатаци-
онных, экономических и других факторов. Однако такие модели
из-за обилия и неточности конкретной информации обычно состав-
ляют только для отдельных узлов. Для ЭСУ в целом их исполь-
зуют иногда при весьма приближенных расчетах.
Имея даже некоторые, пусть неполные и неточные, модели
системы, можно рассмотреть, какие операции и как выполняет
система. Естественно, чтобы получить какую - то полезную ин-
формацию от разных моделей, они должны быть представлены
в виде количественных зависимостей, причем вид этих зависи-
мостей в связи со все более широким использованием ЭВМ
может быть почти любым: это могут быть логические связи,
аналитические выражения, таблицы, графики, полученные рас-
четом, или просто в результате эксперимента. Систематизируя
44
все эти сведения, обычно получают нужную систему представ-
лений, с помощью которой разрабатывают ЭСУ и ее части.
Формулировка задачи выбора параметров. Из всего огром-
ного и не всегда систематизированного запаса информации не-
обходимо выделить те сведения, которые дадут возможность со-
здать изделие, наиболее подходящее для решения поставленной
задачи. Энергосиловую установку можно описать целым набо-
ром взаимосвязанных параметров, которые удобно разделить на
три группы: внешние (В), структурные (С) и совокупность све-
дений, характеризующих энергетические и двигательные уста-
новки (У).
К первой группе (В) относят величины, описывающие тра-
екторию полета летательного аппарата: продолжительность по-
лета тк , время работы тр , надежность R, приращение скорости
КЛА Апкла , массу КЛА МКЛА , мощность N, необходимую для
обеспечения работы бортовых и специальных устройств, пара-
метры внешней среды, условия полета и некоторые другие. К
информации о КЛА можно отнести также все то, без чего нель-
зя понять взаимосвязь КЛА и ЭСУ, поскольку нельзя оценить
параметры ЭСУ без учета требований устройств высшего уровня
иерархии (в данном случае КЛА).
Ко второй группе (С) относят величины, которые позволяют
описать схему и структуру установки. Эти параметры могут
быть представлены по-разному: в виде текстов, схем и специ-
альных математических обозначений, где отмечены узлы или
блоки пб и элементы связи между ними г/св .
К третьей группе (У) относят величины, характеризующие
в основном рабочие процессы и конструкцию энергосиловой ус-
тановки или ее отдельных частей, например массу, мощность,
нагрузки и температуру каких-то деталей, надежность, ограни-
чения по отдельным параметрам и целый ряд других.
Характерно, что в ряде случаев это могут быть абсолютные
величины: масса М, ток J, конструктивные размеры. Но часто
задают и относительные величины: коэффициенты полезного
действия Т| или коэффициент использования рабочего тела [3 ,
удельную массу у и др.
Такая совокупность сведений, с помощью которой можно
будет рассчитать ЭСУ, представляет функционал Ф, включаю-
щий все эти три группы параметров:
Ф(В, С, У) =
= Ф ^АУкла , тк , R , ... , пб , (?св , ... , М , N , J , i]j= 0 .
Если известны требования к ЭСУ (В-параметры), то функци-
онал можно определить, задавая различные структуры модели
45
(С-параметры). В этом случае мы переходим от функционала к
детерминированной математической модели — к функции от
многих переменных (У-параметров). Эту функцию обычно ис-
пользуют для конкретных расчетов различных структур ЭСУ,
результаты которых потом сравнивают между собой. Структуры
не могут иметь бесконечно малые изменения, однако для про-
стоты иногда применяются непрерывные числа, характеризую-
щие эти структуры.
3.2. Описание структур ЭСУ
Методы описания структур. Существует несколько методов,
которые можно использовать для описания структур. Сюда от-
носятся семантические методы, позволяющие с помощью како-
го-либо языка (разговорного или машинного) описать установку.
Например: “ЭСУ состоит из...”.
Часто применяют достаточно наглядный графический метод
изображения схем и даже структур ЭСУ.
Есть и другие методы, но в последнее время все большее
распространение получают так называемые графы, которые по-
I
4 в 3
Рис. 3.1. Граф системы:
1 — 7 — вершины
(узлы) графа.
зволяют изображать структуру ЭСУ в
форме, удобной для анализа и синтеза, с
помощью аналитических методов и ЭВМ.
Графы. Графом называется система
линий, соединяющих геометрические
точки характеризующие элементы любого
устройства, в частности ЭСУ (рис. 3.1).
Если точками обозначить подсистемы,
узлы, блоки, элементы установки а за
линии принять связи между ними, то
схема установки может быть представле-
на графом Точки пересечений называют вершинами или узлами
графа, сами линии — его ребрами или сторонами. Если по
ребру можно двигаться только в одном направлении, то такое
ребро и весь граф называется ориентированным. Так, на рис. 3.1
ребра а, б, в, д, и, л, м, н — ориентированные, а ребра г, е, ж,
к — неориентированные. На рис. 3.2,а в виде графа показана
упрощенная схема энергоустановки. Обычно расчеты ведут по
длинам ребер графа, поэтому если нужно выделить не протяжен-
ность ребер, а, например, гидравлическое сопротивление каждо-
го узла, то граф можно изоморфно преобразовать, превратив
ребра в вершины, а вершины — в ребра (рис. 3.2,£). Ряд вер-
шин графа связывает воедино отдельные части графа, которые
можно рассматривать как самостоятельные графы или подсисте-
мы установки. Таким образом, если разделить граф на этой вер-
46
t)
б
Рис. 3.2. Упрощенная схема
энергоустановки:
1 — источник энергии;
2 — преобразователь энергии;
3 — холодильник;
4 — насос для прокачки рабочего
тела; а, б, в, г — участки систе-
мы, соединяющие узлы установки
м.ежду собой
шине, то произойдет раскалывание графа. Это хорошо видно на
рис. 3.1, когда в нем изъята вершина /-уровня и останутся под-
системы /г-уровня. На рис. 3.3. представлен более сложный
граф контуров теплоносителя ЭСУ.
7
Рис. 3.3. Граф контуров теплоносителей
/ \ 2 энергетической установки:
5 4^ \ 1 — реактор: 2 — теплообменник;
/ 3, 4 — секции холодильника-излучателя;
5 — насос
4 3
Сравнительно простые системы легко вычертить и анализи-
ровать прямо по схеме. Однако для сложных структур графы
получаются несколько запутанными, поэтому непосредственное
рассмотрение становится невозможным и приходится использо-
вать специальные методы.
Наибольшее распространение получил расчет графов с помо-
щью матрицы непосредственных путей. Для ясности рассмотрим
это на простому примере. На рис. 3.3 показан граф контуров
теплоносителей энергетической установки. Представим этот
граф в виде матрицы ||а. - || непосредственных путей из ibj :
1 2 3 4 5
+ + 1
+ 2
atj || XX +• 3
+ +• 4
+ 5
Строчки в этой матрице соответствуют началам ребер, столб-
цы — их концам. Так, из узла 1 можно попасть в узлы 2, 3 и
4, поэтому на пересечении первой строки со столбцами 2, 3 и
4 появляются отметки, что есть непосредственная связь между
47
этими узлами установки (вершинами графа). В пустых клетках
матрицы подразумевают нули, в клетках с i-j — единицы.
Если надо отметить не только наличие связей, но и их
какую-то количественную характеристику (сопротивление,
длину, напор, напряжение и т. д.), то в соответствующих мес-
тах матрицы отмечают необходимые значения параметров (ко-
нечно, в одних единицах и в сходственных относительных ве-
личинах), т. е.
1 2 3 4 5
1 «12 «13 «14 0 1
0 1 «23 «24 0 2
ац II == 0 0 1 «34 «35 3
0 0 «45 1 «45 4
«51 0 0 0 1 5
Для того чтобы найти путь из одной вершины графа в дру-
гую, надо исключить из основной матрицы столбец с номером,
откуда начинается путь, и строчку с номером вершины, куда
необходимо прийти.
Пусть в нашем примере надо найти пути от реактора 1 до
секции 3 холодильника-излучателя, т. е. пути из первой верши-
ны в третью.
Вычеркнув первый столбец и третью строку, получим мат-
рицу, в которой остальные строки и столбцы сохранились без
изменения, т. е.
2 3 4 5
«12 «13 «14 0 1
a-t о II == 0 «23 «24 0 2
13 и 0 «43 1 «45 3
0 0 0 1 4
Численное значение любой матрицы \\ау ||, и в частности
11а13 IIj находят с помощью особого рода беззнаковых определи-
телей — квазиминоров. Квазиминоры вычисляются как обыч-
ные определители и показывают числа и конфигурации путей
из одних вершин к другим.
48
Для того чтобы получить численное значение квазиминоров,
нужно их последовательное разложение довести до обычных ал-
гебраических выражений. При этом необходимо начинать со стро-
ки той вершины, откуда ищем путь, и переходить к той вершине,
которая соединена ребром с исходной вершиной и т. д.:
~ #12^23 + ^12^24^45 + #13 + ^14^43 ’
Полученное выражение показывает, что из вершины 1 в
вершину 3 можно попасть четырьмя путями: 1-2-3,1-2-4-3,1-3,1-
4-3. Этот результат легко проверить непосредственно.
На практике для сложных систем вычисления делают с по-
мощью ЭВМ, используя стандартные подпрограммы. Последова-
тельное вычисление квазиминоров позволяет как бы раскалы-
вать граф на отдельные все более простые части (подсистемы)
до тех пор, пока останутся только отдельные ребра с двумя вер-
шинами.
Если нужно определить длину пути или сопротивление сис-
темы и т. п.? то алгебраически суммируются соответствующие
значения для отдельных ребер матрицы путей.
Примеры применения. Имеются специальные приемы, с помо-
щью которых можно определить самый короткий и самый длин-
ный путь из одной вершины в другую, проверить связность вер-
шин между собой и некоторые другие свойства любой структуры.
Так, например, при оценке надежности систем и взаимного
влияния различных узлов или элементов друг на друга немалое
значение имеет число связей данного элемента с другими. Это
объясняется тем, что при отказе какого-либо элемента может
выйти из строя тем больше элементов, чем больше связей имеет
данный элемент. Иногда это влияние называется доминировани-
49
ем. Величина доминирования выражается через ранги, т. е.
числа, отражающие действующие связи. В ряде случаев для
простоты величину доминирования определяют с помощью мат-
рицы непосредственных путей. Тогда ранг г каждого элемента
может быть вычислен приближенно как сумма всех связей
k
этого элемента rt = или более точно по выражению
i j = 1
k
+
i
J = 1
aij
2
Сравнение суммы членов для каждой строки, следовательно,
для каждого элемента позволяет найти доминирующий, т. е.
наиболее нагруженный элемент, и принять меры для улучше-
ния изделия.
Рассмотрим другой пример применения теории графов.
Очень часто
Рис. 3.4.
Пример
графа Эйлера
при создании какого-либо устройства необходимо
предусмотреть возможность такой последователь-
ности проверок отдельных узлов, при которой в
собранной сложной системе каждый узел прове-
ряется только один раз. Примем, что каждый узел
устройства или системы является ребром графа.
Тогда для графа, называемого Эйлеровым и имею-
щего все вершины с четным числом ребер, начи-
нать проверку можно
графа, имеющего четное
числом ребер, начинать
на этих вершинах. Это
стрируется графом, приведенным на рис. 3.4, где
начало или конец лежит в вершинах 1 и 5. Дру-
графы которых не обладают этими свойствами,
с любой вершины. Для
число вершин с нечетным
и кончать проверку надо
положение хорошо иллю-
гие системы
нельзя проверить указанным экономичным способом.
Число таких примеров можно было бы существенно увели-
чить, но уже из приведенного материала ясно, насколько важно
использовать при расчете ЭСУ современные методы структурно-
го анализа.
3.3. Использование балансовых методов
Законы сохранения. Как известно, законы сохранения явля-
ются наиболее общими, фундаментальными законами природы,
с помощью которых удобно составлять систему представлений,
позволяющую корректно, с единых позиций и в достаточно про-
стом виде записывать различные модели самых разнообразных
процессов в ЭСУ.
50
Рассмотрим последовательно те законы сохранения, с кото-
рыми нам в дальнейшем придется сталкиваться.
Закон сохранения вещества используется для определения
масс любых узлов и всей ЭСУ в целом, балансов рабочего тела
в различных узлах (источниках энергии, двигателях и т. п.).
Закон сохранения количества движения или его частный
случай — равенства сил -удобен при выводе уравнений тяги,
при определении различных сил, действующих, например, на
лопасти турбины или электроны.
Закон сохранения энергии широко применяется при расчете
получения и расхода энергии в ЭСУ и ее элементах, при опре-
делении режимов работы, вычислении КПД и других характе-
ристик.
Закон сохранения момента количества движения необходи-
мо учитывать, когда мы имеем дело с вращающимися объекта-
ми, например при ориентации КЛА, при компенсации моментов
на опорах турбины, электромоторов и т. п.
Закон сохранения электромагнитного поля позволяет свя-
зать воедино все электрические и магнитные воздействия. В част-
ных случаях этот общий закон переходит в закон сохранения за-
ряда, токов, потенциала и ряд других важных зависимостей.
Закон сохранения работоспособности определяет изменение
по времени характеристик изделия, т. е. дает возможность оп-
ределить в любой момент времени надежность того или иного
узла или системы в целом.
Закон сохранения информации необходим для определения
параметров, которые характеризуют установку. С этим законом
приходится сталкиваться, когда анализируются потоки инфор-
мации об ЭСУ, поскольку информацию надо получать, переда-
вать, хранить, накапливать и использовать.
Первые четыре закона широко применяются в механике и,
в частности, в гидродинамике, первые пять помогают предста-
вить основные явления в электрофизике и плазмодинамике.
Без последних двух законов нельзя создать действующие об-
разцы изделий, так как любое изделие должно иметь опреде-
ленную надежность и какую-то систему регулирования.
Единая мера. В каждом из законов сохранения используют-
ся характерные величины — масса, энергия, биты и др. Для
того чтобы совместно использовать сразу все эти законы, надо
найти для них какую-то общую меру. Анализ различных случа-
ев показал, что обычно наиболее удобной общей мерой является
масса. Это связано с тем, что сравнительно легко найти связь
между мощностью какого-то узла и его массой, между силой,
действующей на элемент, и его размерами и, следовательно,
массой.
51
Надежность изделия связана с его массой. Информацию
надо получать и использовать в каких-то устройствах, а эти
устройства тоже имеют определенную массу. Конечно, коэффи-
циенты пропорциональности между каким-либо параметром эле-
мента и его массой в каждом отдельном случае будут разные,
но их всегда можно определить.
Методы описания моделей. Каждое реальное изделие (или его
часть) характеризуется определенной системой параметров. Эти
параметры должны описывать соответствующую физико-математи-
ческую модель всего изделия, его узлы, схемы, процессы и т. п.
Существует несколько методов составления моделей на
любом иерархическом уровне Сюда можно отнести прямую раз-
работку аналитических и численных связей, элементов ЭСУ, в
которых сразу учитывается вся имеющаяся информация, однако
при этом требуется большая оперативная память ЭВМ. Поэтому
такой метод удобен для сравнительно простых схем.
В более сложных системах производится последовательное
уточнение модели и итерационное определение ее параметров,
задаваемых вначале приближенно. При таком подходе не всегда
можно уточнить, какие законы сохранения выполняются не
полностью, а следовательно, трудно быстро построить коррект-
ную модель процессов или устройств.
За последнее время наиболее быстро развивается так назы-
ваемый матричный метод составления физико-математических
моделей и их реализации. Смысл этого сравнительно простого
метода ясен из примера, приведенного на рис. 3.5, где имеется
м1к + м2к + ...+ Mjk =Mi
MlkAVlk + M2kAV2k-+- + Mjk^ik=pi At
wlk + w2k +...+ Wjk = Wj
Mlk4jlk+ ЦкУ2^-.-+^Ук]к=МУ^1
Чк + 9гк +-+ Як = 4
Rlk + R2k +-+ Rjk = Kj
Ilk + 12k + ... + Ijk = li
i-уровень
к-уровень
Балансы
масс
количества
движения
энерпп-i
момента
количества
движения
зарядов
надежности
информации
Рис. 3.5. Схема составления балансов для метрического
расчета систем
52
совокупность j систем или узлов уровня k. Для них составляет-
ся матрица уравнений сохранения, каждый член матрицы ха-
рактеризует один из узлов /г-уровня. Каждая строчка, таким об-
разом, соответствует одному из законов сохранения, а каждый
столбик содержит параметры одного из j узлов, входящих в
более высокий z-уровень иерархии.
Расчеты матриц удобно выполнять с помощью ЭВМ, кроме
того, матричное исчисление находит большое применение в изу-
чении и проектировании структур, поэтому ему последнее
время уделяют все больше внимания.
Абсолютные и относительные параметры. Выполнив тем
или иным методом расчеты, можно определить массу, мощность
или какие-либо другие параметры, описывающие модель или ее
реальный прообраз. Часть этих величин характеризует абсолют-
ные значения параметров, часть является относительными вели-
чинами.
Абсолютные параметры (масса, мощность, скорость и т. п.)
позволяют судить о пригодности изделия для данного конкрет-
ного случая и даже о качестве по сравнению с другими устрой-
ствами подобного назначения. В настоящее время диапазон
таких абсолютных величин, характеризующих ЭСУ, уже доста-
точно широк и продолжает быстро расти. Однако сравнивать
мощности, массы, и другие абсолютные параметры совершенно
различных ЭСУ вообще трудно, и лучше переходить к относи-
тельным величинам.
Относительные величины бывают двух типов: размерные
(или, как иногда говорят, удельные) и безразмерные. Размер-
ные относительные величины можно получить, если физические
величины из одного уравнения сохранения (одной строчки мат-
рицы) отнести к другой физической величине (к одному из чле-
нов другой строчки матрицы). Безразмерные величины получа-
ются, если сравниваются между собой члены одного и того же
уравнения сохранения.
При выборе относительных параметров необходимо, чтобы они
обладали следующими свойствами. При их вычислении должны
использоваться величины, которые можно непосредственно изме-
рить или, в крайнем случае, рассчитать. Система этих величин
должна быть в виде их суммы или произведения. Если прене-
бречь этим положением, то появятся величины, неполно или
даже неправильно характеризующие то или иное изделие.
Относительные величины удобно использовать при сравне-
нии различных ЭСУ. Вместе с тем надо отметить, что не все
относительные величины могут быть использованы как крите-
рии качества, поскольку каждая из них характеризует только
53
одну из сторон изделия, а не их совокупность. На рис. 3.6 по-
казано, как зависит масса ЭСУ от времени ее работы в случае
оптимизации по двум относительным параметрам — максимально-
му КПД ЭРД (1) или максимальной полезной нагрузке КЛА (2).
Рис. 3.6. Влияние относительного
времени Т на массу ЭСУ Мэсу
при оптимизации по разным
критериям качества:
1 — оптимизация по КПД;
2 — оптимизация по максимальной
полезной нагрузке КЛА
Рассмотрим, как получают относительные величины и как
составляется из них корректная система показателей-
Примеры определения относительных параметров. К размерным
относительным величинам можно отнести, в частности, удель-
М
ную массу по мощности установки или узла ~^=ГЧ (кг/кВт),
энергетическую цену тяги Ст (Вт/Н) и ряд других. Удельная
масса получается из деления всей массы данной системы или
узла на полную мощность, которую они выдают или потребля-
ют. Поскольку каждый узел состоит из ряда агрегатов следую-
щего нижнего иерархического уровня, то полная удельная
масса может быть представлена как сумма удельных масс ниж-
него уровня, т. е.
М Mk = 1
7 N ~ W N
Иногда используют обратную величину — удельную мощ-
ность по массе 2Ууд = у-1 (кВт/кг). Но этот относительный пара-
метр неудобен при расчетах, так как чаще приходится сумми-
ровать массы, а не энергию отдельных составляющих. Кроме
того, при учете взаимодействия с системами управления, что
следует из закона сохранения информации, необходимо учиты-
вать в основном массу, так как обычно энергопотребление этих
систем мало. Примерно такой же анализ легко провести и для
ЕЖ
цены тяги ЭРД и показать, что Ст/ = Е , СтА, = —-— , т. е. надо
учитывать все затраты энергии в двигателе.
54
Безразмерные величины являются, в сущности, критериями
подобия сходственных величин, и поэтому их совокупность —
их произведением. Эти безразмерные величины часто называют
коэффициентами. Обычно берут отношение члена, характеризу-
ющего полезный эффект, к суммарному воздействию всех фак-
торов , т. е. к соответствующей величине с предыдущего,
более высокого уровня иерархии \|/f . Таким образом, как вся-
кую систему критериев подобия, совокупность коэффициентов
полезного действия можно представить в следующем виде:
i
N, N2 N(_t
где Л,-= -^7-, т. е. лп = — •— - полная начальная
' i 4- 1 "23 п
мощность.
Для иллюстрации рассмотрим простой пример. Пусть ЭСУ
состоит из ЭУ и ДУ, полная мощность источника энергии No ,
его полезная электрическая мощность N3 , тяговая мощность
двигателя jVt . Тогда имеем- следующую систему КПД:
X, Na N, N, NT 11ЭСУ
Пэсу - Nq~ Nq nq “ Пэу ]1ду ’ N± ~ ’
где цэу — КПД энергетической установки; Т|ду — КПД двигатель-
ной установки. Но для каскадной энергоустановки система КПД
может быть записана сложнее: — Л1 + Д2 ~~ ^1) + Лз [ —
3.4. Критерии качества
Как известно, всякое устройство, в том числе и энергосило-
вую установку, желательно сделать наилучшим, оптимальным.
Однако понятие “оптимальность” в разных случаях имеет раз-
ное содержание. Это происходит потому, что требования к ЭСУ
бывают разные, а следовательно, изменяется и тот параметр, по
которому оценивается совершенство установки. Наиболее раци-
онально совершенство установки оценивать ее эффективностью,
причем саму эффективность можно понимать как отношение ре-
зультатов, ради которых создается ЭСУ, к материальным, тру-
довым и другим затратам, необходимым для получения этих ре-
зультатов.
Эти простые рассуждения имеют серьезную математическую
основу, поскольку строго доказано, что нельзя описать свойства
системы с помощью параметров самой системы Надо обязатель-
но использовать величины, характеризующие систему более вы-
55
сокого уровня иерархии, в которую входит исследуемая нами сис-
тема. Например, для энергетической или двигательной установки
— это энергосиловая установка в целом, для ЭСУ в целом — это
космический аппарат с его транспортной задачей и т. д.
Такие комплексные, системные подходы при создании ЭСУ
удается реализовать не всегда, и обычно используют более огра-
ниченные показатели, так называемые критерии качества, кото-
рые характеризуют тот или иной, зачастую определяющий, под-
ход к разработке ЭСУ. Рассмотрим подробнее различные крите-
рии качества.
Важнейшим из них является научно-техническое решение
того или иного вопроса. В этом случае сам факт создания, ЭСУ
играет главенствующую роль, а наилучшее сочетание парамет-
ров имеет второстепенное значение.
Экономический (стоимостный) — базируется на оценке ми-
нимальных расходов, необходимых для решения космической
задачи с помощью ЭСУ;
производственный (технологический) — базируется на воз-
можности изготовления и испытания ЭСУ;
массовый (весовой) — дает возможность для определяемой
задачи все параметры ЭСУ связать с массой ЭСУ (минимальной)
или полезной массой КЛА (максимальной);
энергетический (энергозатратный) — рассматривает функци-
онирование ЭСУ как результат энергетических затрат на выпол-
нение решаемой задачи с помощью ЭСУ;
календарный (временной) — связан с продолжительностью
создания и эксплуатации ЭСУ, а также сроками окончания раз-
работок или начала использования ЭСУ. Естественно, что в за-
висимости от того, какой вопрос становится более важным, из-
меняются понятие эффективности и выбор критерия качества.
Так, например, если главными при создании КЛА с ЭСУ явля-
ются ограничения по массе, то и наиболее эффективными будут
ЭСУ, которые или сами имеют минимальную массу, или обес-
печивают максимальную полезную нагрузку КЛА.
При ограничениях средств или производственных возмож-
ностей для создания ЭСУ на первый план выступают другие
критерии.
В технических расчетах в настоящее время наиболее распро-
странена оптимизация по массе или эффективности использова-
ния ЭСУ. Это связано с тем, что для экономических и других
расчетов нет достаточной информации. В то же время они до-
статочно однозначно определяются массой ЭСУ. Определять оп-
тимальную массу ЭСУ удобнее, так как имеется больше возмож-
ностей для обоснованных оценок массы различных устройств.
Удельные параметры, характеризующие массу ЭСУ, аддитивны.
56
Оптимальные параметры, определенные на основе разных кри-
териев, в общем дают примерно одинаковый облик ЭСУ, однако
конкретные величины могут все же несколько расходиться.
Поэтому при оптимизации по одному из критериев другие по-
казатели или даже другие критерии качества обычно использу-
ют в виде ограничений на диапазон возможных значений от-
дельных параметров.
3.5. Исследование операций ЭСУ и ее частей
Постановка задачи. Любая ЭСУ создается для решения
каких-то задач — энергоснабжения КЛА, обеспечения выполне-
ния транспортной задачи. Отдельные системы и узлы ЭСУ пред-
назначены для решения более частных задач получения или
преобразования энергии, создания силы тяги и т. д. Чтобы из-
готовить и использовать ЭСУ или ее отдельные составляющие,
надо совершить определенные действия например, изучить рабо-
чие процессы, создать опытные или серийные изделия, разумно
их использовать. Вот эти отдельные действия называют обобща-
ющим словом “операция”, а изучение совокупности действий —
“исследование операций”. В настоящее время на базе развития
современной математики (математической логики, теории гра-
фов, кибернетики и других) и вычислительной техники созданы
многочисленные эффективные методы исследования операций.
Применение этих методов позволяет существенно снизить
расходы на создание различных устройств, сократить сроки и
упростить процесс их изготовления. Для знакомства с этими
способами повышения эффективности инженерного труда рас-
смотрим несколько примеров.
Поддержание КЛА в заданном фазовом пространстве. Оце-
ним параметры ЭСУ для сохранения высоты полета на низких
орбитах. Для упрощения примем, что КЛА, состоит только из
ЭСУ и рабочего тела, необходимого для создания тяги. Примем,
что продолжительность полета равна Т, необходимая для компен-
сации сопротивления атмосферы тяга Р, удельная масса ЭСУ у,
скорость истечения и, секундный расход рабочего тела т, КПД
двигателя ЭСУ Т|. Тогда масса космического летательного аппарата
•Л^КЛА может быть определена по следующей формуле:
МКЛА = -.;.... . (3.1)
КЛА 2т| -ь ПЪХ
р
Учтем, что т = — , тогда эту зависимость можно записать в
виде
57
„ Y 'Т
_ р _ _|— .
2т| v
\ /
Для определения оптимальной скорости истечения продиф-
ференцируем это выражение и получим, что
^КЛА
иопт
Так, например, для полета в
работающим ЭРД и у ~ 30 кг/кВт
v = 45000 м/с.
Маршевый полет. Оценивая
Рис.
схема
3.7. Иерархическая
КЛА с ЭСУ
(3-2)
(3-3)
течение года (Т ~ 3 X 107 с) с
(3 • 10“ 2 кг/Вт) получим, что
параметры ЭСУ при перелете
КЛА, приходится использовать
более сложные зависимости,
чем только что приведенные.
Выполнить такие оценки удоб-
но, если использовать два спо-
соба, которые уже были показа-
ны в разд. 1.4. и 3.3. Составим
простую иерархическую схему
КЛА и ЭСУ (см. рис. 3.7).
Здесь ЭУ — энергетические ус-
установка; РТ — рабочее тело;
тановки; ДУ — двигательная
КОН — конечная масса конструкции и полезная нагрузка КЛА.
Запишем сокращенную матрицу законов сохранения массы,
импульса и энергии, т. е. не будем пока учитывать моменты ко-
личества движения, надежность и управление. Примем, что вся
вырабатываемая
мощность идет на создание тяги. Тогда
^ЭУ
О
Мду +•
mv
mv2/2 +
р.т
М
кон
о
^ЭУ “
Поскольку эта
щие очевидные соотношения:
т~
~ -^КЛА
= ^КЛАО
= О
матрица
p.т
не
полная
добавим к
ней следую-
Yscy ~ Yay + Лду
О
О
Y
О
в уравнение
^эсу - Ygcy^sy *
Подставим первые два уравнения сохранения
сохранения энергии, разделим переменные МКЛА и Т и проин-
тегрируем это выражение. В результате получим следующую за-
висимость:
58
•^ЭСУ
Мо
1__________
т
к
f «2 А
О
при т = 0; тк
(3.4)
— время перелета;
начальная масса Мо = МКЛА
_ -^КОН
- Мо
Полученную зависимость (3.4) удобно использовать для ана-
лиза операции маршевогб полета с разными двигательными уста-
где
Мп
— относительная конечная масса; а — ускорение КЛА.
М
= м0
- 1
новками. Выражение \|/2 = J a2 dX называется баллистическим ин-
0
тегралом и пропорционально энергетическим затратам на перелет
КЛА с одной орбиты на другую. Весьма упрощенно его можно
представить следующим образом. Умножим массу ТИКЛА на от-
дельные сомножители подынтегральных параметров: МКЛА а = Р ,
Pv
т = Al) „ и -- — мощность. Откуда получаем, что этой мощ-
к XHjj 2Т| ' '
кости пропорциональна энергия, необходимая на весь полет.
Величина —<1 изменяется не очень сильно даже для
полетов с двигателями различных типов, поэтому на относи-
тельную полезную нагрузку Мп основное влияние оказывают
энергетические затраты на перелет, описываемые выражением
А = уу2. Для того чтобы проще было сравнивать применение
различных двигателей, надо сопоставить между собой соответст-
вующие значения А. Для этого можно ускорение а заменить на
а
п и взять усредненное по времени значение, например
е g
ng 2
Учтем, что приращение характеристической скорости КЛА
Агхар связано С а и приближенным простым соотношением
Дкхар = ЯТК . Величину а можно определить из следующих сообра-
Pv
жений. Мощность N легко вычислить по формуле N =-----, причем
2ц
„ _ 2Nx\ 2ц тттт
Р = МКЛА а . Откуда ускорение а = -гг---= — , где Т| — КПД
7Е!кла У13
двигателя.
59
Таким образом, значение
уп2 тк = А* . Примем, что для
дима Аи = 5 км/с. Оценим
ЭРД и ЯРД (см табл. 3.1).
А пропорционально произведению
перелета между орбитами необхо-
значение А* при полетах с ЖРД,
Таблица 3.1
Параметры Тип двигателя
ЖРД ЯРД ЭРД
у, кг/кВт 10" 2 5 • 10" 2 25
5 0,5 10" 4
ХК’ с 102 103 107
3 to 25 12,5 2,5
что для каждой задачи
Рис. 3.8. Зависимость
полезного эффекта
и стоимости от числа
типоразм.еров
Из анализа данных этой таблицы видно, что ЭРД наиболее
эффективен для длительных космических полетов.
Чем продолжительнее воздействие двигателя (при соответст-
вующем уменьшении тяги), тем больше полезная нагрузка.
Таким образом, простое исследование операции полета КЛА
сразу же выявляют тенденции и позволяет даже оценить при-
мерные величины, характеризующие ту или иную транспортную
операцию. Более детальные расчеты показывают, что Мп может
изменяться в несколько раз.
Выбор типоразмера изделия. На первый взгляд кажется,
надо создавать изделие, оптимальное
для этих условий. Однако более тща-
тельный и многофакторный анализ
показал, что использование многих
типов, размеров и других характер-
ных параметров изделий обходится
очень дорого и надо искать разум-
ный компромисс. Специальные ис-
следования операции выбора опти-
мального типа и размеров (типораз-
меров) узлов, блоков, систем, изде-
лий и т. д. определяются двумя фак-
торами полезным эффектом и стои-
мостью.
60
На рис. 3.8 показано, как изменяются относительные полез-
ный эффект (77) и стоимость (С) при увеличении числа (п) ти-
поразмеров. Как видно из рис. 3.8, увеличение числа типораз-
меров свыше 3—5 экономически невыгодно, и практически все
изделия имеют ограниченное число типоразмеров (например,
самолеты, автомобили, моторы и др.).
В математике существует класс минимаксных задач, в кото-
рых рассматриваются способы оптимального заполнения некото-
рого гиперпространства с параметрами , Х2 • Обычно такие
задачи сводятся или к минимизации масс, единиц объема, ха-
рактеризуемых произвольными параметрами Ух , У2 , или к
максимальному заполнению всего гиперобъема с ограниченным
типом заданных элементов с параметрами У^ , У2 . Однако эти
способы требуют довольно большого числа расчетов, поэтому на
практике применяют специальные инструкции, как выбирать
реальный ряд изделий Обычно для этого используют следую-
щую формулу:
А = Аов"/'1, (3.5)
где А — искомый типоразмер. Значение В может быть 10 и
1,618. Первое число (10) удобно в расчетах, но ряд получается
редким. Второе число (1,618) является величиной “золотого се-
чения”, ряд более частый, но суммарная эффективность выше.
Значение q обычно вычисляют по формуле
п
q =-----------. (3.6)
^(Atnax^^O)
Так, например, при выборе типоразмера ряда из трех энергоус-
тановок мощностью от 1 до 100 кВт получаем ?70=А0 = 1 кВт,
N-^-A^- 4,6 кВт, TZ2 =-А2 = 21,5 кВт. Из этих типоразмеров всег-
да получается оптимальное сочетание энергоустановок, хотя про-
мышленность предпочитает мощности 1 кВт, 5 кВт и 25 кВт.
Прогнозирование. При совершение любых действий важно
знать, что можно объективно ожидать в будущем. Исследование
различных путехй развития и выбор наиболее достоверных назы-
вается прогнозированием. Если прогноз сделан, то можно пере-
ходить к планированию, т. е. разработке последовательности
действий для достижения поставленной цели. Таким образом,
прогноз и план — это два первоначальных этапа развития раз-
работок идеи конструкции производства. Опыт, накопленный во
всем мире, показал, что эффективность прогнозирования очень
высока. Доходы от правильных действий, которые соответству-
ют объективному прогнозу, в десятки раз превышают расходы
61
на само прогнозирование. Поэтому сейчас стараются использо-
вать различные методы прогнозирования для самых разных опе-
раций (выбора цели, методов решения, возможных сроков, ожи-
даемых параметров и т. д.).
В современном научно-техническом и организационно-фи-
нансовом прогнозировании наиболее часто используются следую-
щие четыре способа.
1. Экстраполяция. В этом случае продолжаются кривые раз-
вития, которые уже известны. Это сделать легко, и можно бы-
стро получить результат. Однако при этом необходимо знать
специфику развития. Например, постоянные абсолютные или
относительные изменения обусловливают линейные или экспо-
ненциальные кривые развития, а это дает существенно разные
результаты. Поэтому экстраполяционный метод более надежен
для весьма краткосрочных прогнозов.
2. Экспертные оценки. Если узнать мнение некоторого коли-
чества специалистов о путях развития и затем усреднить эти све-
дения, то можно получить оценку величины искомых параметров.
Однако эксперты могут интуитивно серьезно ошибаться, поэтому
разработаны специальные методы, основанные на законах сохра-
нения. В этих случаях многие параметры связаны между собой и
для прогнозирования необходимо решать некоторые матричные
задачи, что позволяет получить вполне достоверные прогнозы.
3. Патентный метод. Изобретатели, которые берут авторские
свидетельства или патент, в какой-то мере прогнозируют буду-
щее. Поэтому развитие тех или иных идей можно проследить,
изучая различные заявки на изобретения (рис. 3.9). Обычно ха-
рактер такого развития имеет экстремальный характер: вначале
интерес у заявителей невелик,
Число
заявок
п
т Годы
Рис. 3.9. Зависимость числа
заявок на изобретение
от времени:
п — число заявок;
т — календарное время
затем он растет, а по мере ис-
черпания идеи или вариантов
устройства — падает. Если за
основу брать уже известные
идеи, то новое создать трудно.
Работа над малоизученным тре-
бует больше времени и средств,
но можно ожидать появление
результатов, которые будут
очень нужны и эффективны в
дальнейшем. Таким образом,
можно прогнозировать и опреде-
лить круг вопросов, над которы-
ми следует работать на ближ-
нюю, среднесрочную или даль-
нюю перспективу.
62
4. Логистическое развитие. У каждого процесса есть свои
ограничения и значения параметров, характеризующих этот
процесс, не могут превышать определенных величин. Например,
скорость движения не может быть больше скорости света, КПД
больше единицы и т. п. Поэтому по мере развития того или
иного явления его темп будет изменяться и стремиться к нулю
по мере приближения к пределу. Математическая запись этой
зависимости может быть представлена в виде
>тах
ехр (- ат)
(3.7)
где £ — параметр развития; ^щах — его максимальное возмож-
ное значение; с;0 —• значение в начальный момент развития;
а — численный коэффициент.
Эта зависимость иллюстрируются рис. 3.10 по прогнозу
роста мощности всех энергостанций Земли. Видно, что в на-
чальный момент параметр 5,
имеет минимальное значение,
затем начинается быстрое раз-
витие, которое затем замедля-
ется по мере приближения к
L . Такая зависимость ха-
*111 11 А
рактеризует логистическое
развитие, и она очень часто
используется в прогнозирова-
нии. Зная начальный участок
Рис. 3.10. Логистическая кривая
развития и его пределы, легко
определить весь ход логисти-
ческой кривой. Например,
легко описать изменение скорости движения транспортных
средств, прочности различных материалов, времени и стоимости
доводки изделия и других самых разнообразных параметров.
При создании ЭСУ используются различные методы прогнозиро-
вания, особенно логистические, что позволяет намного умень-
шить трудности в разработках новых конструкций, находить
обоснование для краткосрочных и среднесрочных прогнозов, а
также прогнозов на дальнюю перспективу.
Даже изложенные выше простые примеры исследования
операций показывают, как можно намного увеличить эффектив-
ность научной и инженерной деятельности. Применение теоре-
тических и прикладных методов исследования операции стано-
вится неотъемлемой составляющей интеллектуального труда.
63
Раздел II. ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ УСТАНОВКИ
КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Глава 4. Основные закономерности преобразования
энергии в энергетических установках
4.1. Непосредственное преобразование энергии
Процесс преобразования энергии в электрическую можно
разделить на два вида — непосредственное и машинное преоб-
разование. Непосредственное преобразование энергии, осущест-
вляемое с помощью фотоэлектрических (ФЭП), термоэлектричес-
ких (ТЭлП), термоэмиссионных (ТЭП), радиоэмиссионных
(РЭП), термоэлектрохимических (ТЭХП) и электрохимических
преобразователей (ЭХП), характеризуется тем, что при непо-
средственном подводе энергии к одному из контактов разнород-
ных проводников, образующих электрическую цепь преобразова-
теля энергии и полезной нагрузки, на этом контакте происхо-
дит изменение фазового состояния носителей тока (валентных
электронов на электроны проводимости). Исходная форма энер-
гии — световая, тепловая или химическая, энергия ядерного
распада затрачивается на переход электрона из валентной зоны
в зону проводимости для фотоэлектрических и термоэлектричес-
ких преобразователей, из твердого тела в вакуумный или плаз-
менный межэлектродный промежуток для термо- и радиоэмис-
сионных преобразователей, из металлического электрода в обра-
зующиеся продукты электрохимической реакции — для термо-
электрохимических и электрохимических преобразователей.
При этом возникает разность концентрации разнородно заря-
женных носителей тока — электронов, ионов, “дырок” — непо-
движных твердых ионов в полупроводнике и соответствующая
разность потенциалов по отношению ко второму контакту раз-
нородных проводников электрической цепи преобразователь
энергии — полезная нагрузка. Эта разность потенциалов и яв-
ляется движущей силой, определяющей ток в соответствии с за-
коном Ома, т. е. сопротивлением всей цепи. Однако этот ток ог-
раничивается также и подведенной энергией, определяющей ко-
личество носителей тока, т. е. предельный ток. Одним из раз-
нородных проводников электрической цепи непосредственного
преобразования всегда является электронный проводник — ме-
талл электродов, коммутационных проводников и полезной на-
грузки, так как электронная проводимость обеспечивает на-
именьшие омические потери. В термоэлектрических преобразо-
вателях к нему добавляется полупроводник с электронной про-
водимостью, обусловливающий за счет дополнительного образо-
64
вания носителей увеличение электродвижущей силы (ЭДС) и
тока. Вторым проводником должен являться материал с прин-
ципиально другим механизмом проводимости, обеспечивающий
на своем контакте поглощение или выделение энергии измене-
ния фазового (энергетического) состояния носителей тока. Он
может быть твердым, тогда это полупроводник с “дырочной”
проводимостью по валентным электронам, энергетическое состо-
яние которых на ширину запрещенной зоны ДЕ3 ниже, чем у
электронов проводимости. Вторым проводником может быть
жидкий или твердый электролит с физическим перемещением
положительно (или отрицательно) заряженных ионов, может
быть и плазменный промежуток между электродами со слож-
ным движением ионов и электронов. В этих случаях энергети-
ческое состояние носителей тока будет определяться потенциа-
лами ионизации и работами выхода электродов.
На рис. 4.1. показан характерный вид электрических цепей
с непосредственным преобразованием энергии.
Рис. 4.1. Варианты электрических цепей непосредственного
преобразования энергии:
1 — твердый участок; 2 — жидкий ионный участок;
3 —• плазменный участок цепи; 4 — полезная нагрузка
При контакте проводников с различным типом проводимос-
ти за счет взаимной диффузии носителей тока на границе разде-
ла возникает потенциальный барьер (контактная разность потен-
циалов), ограничивающий дальнейшую диффузию, как это пред-
ставлено, например, для полупроводниковых фото- и термоэлект-
рических преобразователей на рис. 4.2. Основные носители тока,
соответствующие типу полупроводника, им задерживаются. В то
же время случайно возникшие не основные носители барьером не
задерживаются, так как имеют обратный знак заряда.
65
Рис. 4.2. Балансы носителей тока на потенциальных барьерах
преобразователей энергии:
а — на р— п-переходе ФЭП и ТЭлП; б — на. электроде ЭХП;
в — на эмиттере ТЭП
Аналогично этому потенциальному барьеру возникают двой-
ной слой у электродов электрохимического преобразователя на
контакте их с электролитом, имеющим ионную проводимость, и
приэлектродные барьеры в плазме термоэмиссиониого преобра-
зователя энергии.
У барьера наблюдается динамическое равновесие токов раз-
нородных носителей (+ и -), для полупроводников р и п прово-
димости записываемое в форме
Jn+Jp~Jn~ Jp=°> (4-1)
где и J~ — токи неосновных носителей, a J~ и — токи
основных носителей.
При подводе энергии к этим носителям добавляются носи-
тели JCB , образованные за счет перехода части электронов из
валентной зоны в зону проводимости согласно диаграмме, изо-
браженной на рис. 4.2, с образованием пары основного и неос-
новного носителей:
Л/ + Jp ~ Jn + “ ^св = 0 ’ (4-2)
где <в — суммарный ток неосновных носителей для разомкну-
той цепи преобразователя.
Неосновные носители, свободно проходя потенциальный ба-
рьер, компенсируют его, снижая контактную разность потенци-
алов. Аналогичные балансы ионных и электронных токов могут
быть записаны для приэлектродных областей термоэмиссионных
и электрохимических преобразователей.
66
На том контакте разнородных проводников электрической
цепи, где подвода энергии не происходит, дополнительных не-
основных носителей не образуется, баланс токов сохраняет вид
равенства (4.1), и контактная разность потенциалов, определяе-
мая первоначальным потенциальным барьером, не снижается.
Возникающая в разомкнутой цепи электродвижущая сила (ЭДС)
будет определяться соотношением контактных разностей потен-
циалов на контактах разнородных проводников, составляющих
электрическую цепь преобразователя энергии и полезной на-
грузки:
Е = Д17к0 - Mf* . (4.3)
При замыкании электрической цепи через нагрузку в ней
под действием ЭДС потечет ток <7Н , и уравнения балансов (4.1),
(4.2) должны учесть соответствующее изменение суммарного
тока неосновных носителей для контакта с подводом энергии:
а также для контакта, где энергия не подводится:
- < - <+- jh=° • (4-4»
Уровень подводимой энергии, затрачиваемой на непосредст-
венное преобразование в электрическую, должен соответствовать
энергии фазового перехода носителей тока, т. е. ширине запре-
щенной зоны между валентным энергетическим уровнем и уров-
нем электронов проводимости для полупроводников AjE3 , как
это представлено на рис. 4.2, или работе
выхода эмиттера термоэмиссионного пре-
образователя (р0 , или электродному по-
тенциалу электрохимического преобразо-
вателя (р0 . В соответствии с этим на вто-
ром контакте при обратном фазовом пере-
ходе должна выделяться энергия, соответ-
ствующая нижнему уровню цикла. В
самих проводниках будут идти процессы
выравнивания параметров носителей
тока в соответствии с параметрами про-
водника, например по температуре (тер-
мализация электронов).
Площадь идеального цикла (рис. 4.3),
Рис. 4.3. Термодинами-
ческий электронный
цикл непосредственно-
го преобразования
отнесенная к одному носителю тока, будет равна ЭДС преобра-
зователя.
67
Ток же идеального преобразователя определится отношени-
ем ЭДС к суммарному сопротивлению обоих проводников:
где jRh — наружное сопротивление; JRB — внутреннее сопротив-
ление.
Так как один из проводников электрической цепи преобра-
зователя замкнут через полезную нагрузку, то падение напря-
жения в этой части цепи относится к полезной мощности, раз-
виваемой преобразователем. Поэтому так называемый электри-
ческий коэффициент полезного действия преобразователя опре-
делится из формулы
U
Пэ = (4.6)
ток цепи.
g, Е
Эта величина определяет распределение затрат вырабатывае-
мой преобразователем электрической энергии между внешним
(полезным) и внутренним его сопротивлениями. Она определяет
режим работы преобразователя по его вольт-амперной характе-
ристике (ВАХ) и должна выбираться исходя из оптимизации
параметров энергетической установки. Выразим Цэ через сопро-
тивление проводников и
Поскольку
Л.
то
= RnJa + RBJs = 7Т1 ’
где т - — соотношение наружного и внутреннего сопротив-
лений в некоторых типах преобразователей, которое использует-
ся для обозначения режима работы по вольт-амперной характе-
ристике вместо электрического КПД.
Вид ВАХ преобразователя зависит от ряда его характерных
особенностей. Если поток носителей тока не ограничивается
процессами их образования, ВАХ имеет вид прямой линии, раз-
деляющей в зависимости от режима по току распределение за-
трат вырабатываемой энергии между наружным и внутренним
сопротивлениями. Так как мощность, выделяющаяся на наруж-
ном, полезном сопротивлении, составляет
68
N3 = JU* = j(E- JRb j, (4.8)
то режим максимальной мощности определится по производной
итого выражения, в которой внутреннее сопротивление выразим
через ЭДС и ток короткого замыкания JK 3 :
(4.9)
Отсюда ток преобразователя в режиме максимальной мощ-
ности будет
= °>5 . (4.10)
Напряжение преобразователя для режима максимальной
мощности
UNlaax = Е - ¥- = 0,5 Е . (4.11)
'к.з
Таким образом, режим максимальной мощности преобразо-
вателя с ВАХ, описываемой прямой линией (токовый режим не
влияет на величину внутреннего сопротивления и поляриза-
цию), определится выражениями
Т]э = 0,5 , тп = 1. (4.12)
Однако часто с изменением плотности тока возникают огра-
ничения по потоку носителей. Они определяются активацион-
ной или концентрационной поляризацией в химических источ-
никах тока. Число образующихся пар носителей в фото преоб-
разователях ограничено световым потоком. Эмиссионная харак-
теристика катода в термоэмиссионных преобразователях зависит
от его температуры, а проводимость — от тока. Поэтому
вольт-амперные характеристики могут иметь сложный вид.
Режим Nmav смещается в область TL > 0,5 или т > 1 при огра-
ничениях по току, например концентрационной поляризацией,
когда характеристика имеет выпуклый (рис. 4.4, ХИТ) вид, и
< 0,5 , т < 1 для вогнутой характеристики ТЭП. Она обуслов-
лена ростом проводимости, т. е. уменьшением при повыше-
нии плотности тока. В обоих случаях ток режима максималь-
ной мощности °»5г7к.з
69
Рис. 4.4. Волът-амперные
характеристики
преобразователей:
ТЭП — с изменением Rv
по еолът-амперной
характеристике
с ростом тока;
ТЭГ — при Дп = const;
ХИТ и ФЭП — при ограни-
чениях тока J
4.2. Прямое преобразование энергии
Система прямого преобразования энергии выделяется из
класса непосредственного преобразования наиболее короткой
цепью преобразований. В фотоэлектрическом преобразователе
(ФЭП) происходит прямое преобразование энергии фотонов в
электрическую энергию; в ядерных батареях — прямое преоб-
разование радиоактивного излучения; в электрохимических
(ЭХП) — прямое преобразование химической энергии компонен-
тов в электрическую. Несмотря на то что системы прямого пре-
образования исключают использование тепла как вторичной
формы энергии, процесс в таких преобразователях сопровожда-
ется тепловыми эффектами. Это выделение или поглощение
тепла при изменении энтропии в течение электрохимической
реакции, например по уравнению (2.1), имеет вид
- &G = -nFE = - Ш + Т AS . (4.13)
Условие изотермичности процесса обусловливает необходи-
мость отвода выделяющегося тепла TAS . В целом ряде случаев
AS < 0 , тогда недостающее тепло подводится из окружающей
среды. Если забыть об этом, то можно получить нелепый ре-
зультат: i]T > 1 при АС?»/АН . В действительности надо учиты-
вать всю затраченную энергию, тогда термодинамический КПД
процесса будет
АС?
'Пт = Т77 < 1 ПРИ AS > О
т АН
и (4.14)
АС?
TI -।
т АН - TAS
при AS < 0 .
В фотоэлектрических системах прямого преобразования на
контакте разнородных проводников, противоположном тому, к
70
которому подводится энергия, будет происходить смена меха-
низма проводимости. Если при этом электроны из зоны прово-
димости токовых полупроводников переходят в валентную зону
более низкого уровня энергии (механизм проводимости меняется
на “дырочный”), должно происходить соответствующее ширине за-
прещенной зоны выделение энергии в форме тепла Пельтье.
В радиоэмиссионных преобразователях на коллекторе будет
выделяться тепло, соответствующее работе выхода и избыточной
кинетической энергии носителей тока.
В электрохимических преобразователях на электроде, проти-
воположном токообразующему, обычно происходит ионизация
рабочего компонента с переходом электрона в зону проводимос-
ти — электрод. При этом тепло Пельтье не поглощается, а не-
обходимая затрата энергии компенсируется за счет электрохи-
мической реакции с ионами рабочего компонента на токообра-
зующем электроде. Выделение же или поглощение избыточного
тепла, связанное с изменением числа молей в реакции и соот-
ветственно знаком AS в уравнении Гиббса—Гельмгольца (4.13),
определяется TAS .
В изотермических прямых преобразователях не должно
быть и затрат энергии на выравнивание параметров носителей
тока по длине проводников — их термолизацию, оцениваемую
обычно выделением или поглощением тепла Томпсона. Однако
в реальных случаях может выделяться тепло Пельтье, погло-
щаться или выделяться тепло TAS , выделяться тепло Джоуля
на внутреннем сопротивлении проводников
Q = J2Rs, (4.15)
и при практической неизотермичности преобразователя эти за-
траты энергии надо учесть.
4.3, Машинное преобразование энергии
Системы с машинным преобразованием энергии характери-
зует использование в процессе преобразования дополнительного
цикла, в котором участвует молекулярное рабочее тело. В этом
первичном цикле и происходит преобразование энергии исход-
ного вида в механическую или некоторые другие формы. И уже
затем с использованием движения заряженных частиц с моле-
кулярным потоком в электростатическом или электронного про-
водника в скрещенном магнитном поле, механическая энергии
трансформируется в электрическую.
Первый, молекулярный, цикл является обычным термоди-
намическим циклом, в котором аналогично электронному циклу
непосредственного преобразования используется замкнутая сеть
71
циркуляции рабочего тела, состоящая из двух ветвей, соответ-
ствующих его разному физическому состоянию. Например, жид-
кофазному и газофазному для парового цикла Ренкина, паро-
турбинных установок (ПТУ), разному составу газовой фазы для
циклов с диссоциирующими или ионизирующимися газами,
разной температурой газа, различной величиной газовой посто-
янной, меняющейся при диссоциации или ионизации. Соответ-
ственно становится различной и работоспособность газа в соот-
ветствующих участках циклов Брайтона, газотурбинной уста-
новки (ГТУ), Стирлинга и т. д. В термомагнитных и термодиэ-
лектрических преобразователях эти участки так же, как и в
поршневых двигателях, могут быть разделены не по простран-
ственному, а по временному принципу. Меняются в них магнит-
ные и диэлектрические свойства рабочего тела соответственно.
На одном из контактов такой цепи, пространственной или вре-
менной, осуществляется подвод тепла, приводящий к смене
свойств рабочего тела, аналогично смене типа проводимости в
электронном цикле. Происходят испарение жидкой фазы, дис-
социация или ионизация газа, повышение температуры, потеря
магнитных свойств с превышением точки Кюри, уменьшение
диэлектрической постоянной и возрастание напряжения на об-
кладках конденсатора. Рабочее тело большей работоспособности,
например, расширяясь в газодинамическом тракте турбины,
магнитогазодинамического генератора, электростатического ге-
нератора, поршневого двигателя, реализует свою энергию в
форме кинетической. Непосредственно пересекая магнитное или
двигаясь против электростатического поля, оно генерирует во
втором, электронном, цикле, замкнутом электронным проводни-
ком через полезную нагрузку, электрический ток (рис. 4.5,£). В
том случае когда рабочее тело не несет в себе заряженных час-
тиц и не обладает проводимостью жидкого металла или плазмы,
между ним и электронным циклом должен быть использован
посредник — турбина и поршневой или роторный двигатель, ра-
ботающие на электрогенератор с металлическими обмотками,
обладающими электронной проводимостью и движущимися в
магнитном поле (рис. 4,5,а). Часто плазменные (МГДпл) и жид-
кометаллические (МГДж) МГД-генераторы так же, как и
электростатические генераторы, относят к системам непосредст-
венного преобразования, понимая под этим отсутствие электро-
генератора с металлическими проводниками и совмещение гене-
ратора с частью цикла молекулярного рабочего тела. Однако по
своему рабочему процессу генераторы с плазменными, жидкоме-
таллическими и твердыми металлическими проводниками, а
также энергетические установки, выполненные на их основе,
близки между собой по физике процесса преобразования и резко
отличаются от систем, рассмотренных в разд. 4.1. Машинное пре-
72
Рис. 4.5. Схемы установок машинного преобразования энергии:
а. — турбогенераторная установка с твердым проводником в
магнитном- поле; б — МГД-установка с проводящим рабочим телом:
1 — подвод тепла; 2 — горячий теплообменник;
3 — турбина (сопло); 4 — холодильник; 5 — компрессор (насос);
6 — электрогенератор (МГДГ)
образование тепловой энергии в кинетическую происходит в про-
цессе 2—3 термодинамических циклов (рис. 4.6), а не 1—2 цикла
непосредственного преобразования (см. рис. 4.3) вблизи контакта
разнородных участков цепи на достаточно протяженном участ-
ке, соответствующем турбомашине или сопловому аппарату
МГДГ. После этого должен проводиться отвод тепла в процессе
3—4 с уменьшением работоспособности рабочего тела аналогич-
но отводу тепла Пельтье при смене механизма проводимости.
Это позволяет с меньшими затратами энергии сжать рабочее
тело, поднять его давление по 4—1,
Рис. 4.6. Циклы машинного преобразования энергии:
а — при изменении (разового состояния рабочего тела,
паротурбинный цикл Ренкина;
б — при изменении работоспособности за счет температуры,
газовый цикл Брайтона
73
В цикле непосредственного преобразования это сжатие
электронного газа, например в полупроводнике, происходит за
счет контактной разности потенциалов в процессе 3 — 4 (см.
рис. 4.3).
4.4. Основные виды и характеристики
энергетических установок
Энергетические установки космических аппаратов разделяют
по виду используемой энергии на химические, радиоизотопные,
ядерно - реакторные, солнечные и, в перспективе, термоядер-
ные. Все перечисленные источники используемой энергии силь-
но влияют на облик энергетической установки, требуя специфи-
ческих систем хранения, защиты, концентрации энергии и обес-
печения протекания энерговыделяющих реакций.
Вид энергетической установки зависит также от применяе-
мого типа преобразователя энергии. Осуществить прямое преоб-
разование исходной энергии в электрическую, как это показано
на рис. 4.1, можно с помощью различных преобразователей. В
электрохимических преобразователях химических источников
тока (ХИТ) и топливных элементах (ТЭ) преобразование проис-
ходит с помощью с помощью ионного проводника — электроли-
та, в радиоэмиссионных — вакуумного промежутка, через кото-
рый пролетают заряженные осколки деления, ядра гелия (а-час-
тицы) или электроны (Р-частицы); в фотоэлектрических — с по-
мощью твердого полупроводника с р-проводимостыо по валент-
ным электронам. Однако в энергетических установках всех
пяти видов с различными источниками используемой энергии
преобразование первичной энергий происходит сначала в тепло,
а уже затем в термодинамическом цикле — непосредственно в
электричество. Это преобразование можно осуществить в термо-
электрических полупроводниках — тепловом аналоге фотоэлект-
рических преобразователей, в термоэмиссионных — аналоге ра-
диоэмиссионных и в термоэлектрохимических (см. рис. 4.1).
Преобразование тепла в механическую энергию осуществля-
ется и целой гаммой машинных энергоустановок: с использова-
нием фазовых превращений молекулярного рабочего тела жид-
кость-газ в паротурбинных и жидкометаллических МГД-уста-
новках, изменением газовой постоянной в дисгазовых турбоге-
нераторных и плазменных МГД-установках, изменением работо-
способности газа с температурой в газотурбинных и электроди-
намических установках, что позволяет в первой ступени преоб-
разования получить кинетическую энергию рабочего тела, а
затем за счет разделения электростатических зарядов в электро-
динамических установках или электромагнитной индукции в
74
движущемся проводнике (твердом, жидком или плазменном) по-
лучить электрический ток (см. рис. 4.5).
Как уже отмечалось, в первой ступени машинной установки
может быть использовано и твердое рабочее тело, меняющее с
температурой свою длину, диэлектрическую постоянную, а сле-
довательно, электрическую емкость, магнитные свойства (в со-
ответствии с точкой Кюри) и т. д. Изменение температуры и
свойств рабочего тела, определяющее преобразование энергии,
может происходить нестационарно, циклично повторяясь по
времени, как это имеет место в газопоршневых двигателях
Стирлинга и некоторых роторных энергетических установках,
импульсных МГД-установках и т. д.
Классификация энергетических установок по виду исполь-
зуемой энергии с дальнейшим разделением на установки непо-
средственного, включая прямое, и машинного преобразования
представлена на рис. 4.7.
. Эмргергиижхие yemtwcrfw
ISff^mrpgxitrKtvecjr^e
i/w
\ 78epdome/ii>tt^\
Puc. 4.7. Классификация энергетических установок
Преобразователь энергии является нижним звеном в иерар-
хической структуре энергетической установки. В системах непо-
средственного преобразования он развивает ЭДС порядка долей
и единиц вольт при плотностях тока 0,1—10 А/см2. Только ра-
диоэмиссионные прямые преобразователи вследствие высокой
энергии осколков деления дают очень высокие напряжения при
мизерных плотностях тока.
Генератор энергии, обеспечивающий номинальное бортовое
напряжение энергопитания и ток, собирается путем последова-
75
тельного и параллельного соединений необходимого числа преоб-
разователей. Для обеспечения надежности в энергоустановке пред-
усматривается несколько параллельных электрогенерирующих
цепей или генераторов, в числе которых могут быть резервные.
Машинные генераторы могут состоять из одного преобразо-
вателя, развивающего необходимое бортовое напряжение.
Подсистема преобразования энергии включает в себя основ-
ные или резервные генераторы. Масса подсистемы может состав-
лять небольшую долю в общем балансе масс энергетической уста-
новки. Однако характеристики подсистемы преобразования энер-
гии по температурам имеют решающее значение в определении
масс остальных подсистем и энергетической установки в целом.
Энергетическая установка включает в себя (рис. 4.8): 1 —-
источник или концентратор энергии со вспомогательными под-
системами хранения, регулирования, радиационной защитил,
ориентации на Солнце, теплопередающими контурами или теп-
ловыми трубами; 2, 8 — подсистему преобразования энергии в
электрическую, которая может состоять из нескольких каскадов
и даже разнородных генераторов; 4 — подсистему охлаждения
преобразователей, включая холодильник —- излучатель для
сброса тепла в космос или выхлопа продуктов реакции для схем
открытого цикла; 5 — подсистему преобразования параметров
электрического тока для согласования с различными бортовыми
потребителями по напряжению и частоте; 6 — подсистему тер-
морегулирования токового преобразователя; 7 — накопитель или
буферную аккумуляторную батарею для энергообеспечения пико-
вых нагрузок, периодов отключения источника энергии и т. и.; 8 —
резервный источник питания для аварийных ситуаций.
Рис. 4.8. Схема энергетической установки
Полезная бортовая нагрузка ,9 и электроракетные двигатели
11 не входят в систему энергетической установки, относясь к
энергосиловой установке в целом. Однако подсистема терморегу-
лирования полезного груза 10, особенно при больших эпергопот-
реблеииях, когда вся вырабатываемая энергетической у станов-
76
кой мощность снова превращается в тепло, часто включается в
общую схему теплоснабжения установки.
В систему энергетической установки следует включать и
массу силовой рамы конструкции, шин электроснабжения, вспо-
могательного оборудования. Существенная доля общей массы
маломощных установок может приходится на подсистему регу-
лирования установки 12. Общая масса энергетической установ-
ки складывается из масс подсистем:
Мэ = + М2 Мз + + Mq + Му + ... (4.16)
Подставив в (4.16) зависимость отдельных масс от КПД пре-
образователя Т) , можно найти оптимальное соотношение темпе-
тх
ратур цикла Гх_одт =
1 г
КПД преобразователя можно заменить на КПД цикла
Карно, выраженный отношением температур цикла и коэффи-
циентом (см. табл. 4.1), учитывающим отличие Т|э от КПД
идеального цикла:
Пэ = пк = \ (1 - Тку (4.17)
Тип преобразователя определяется величиной k . Используя
коэффициенты Т]к и (табл. 4.1), можно установить основные
параметры энергетических установок: ГХрОПТ И Лэ.опт
Система энергоснабжения космического аппарата может со-
стоять из нескольких энергетических установок, подсистем хра-
нения рабочих компонентов. Перечисленные в классификации
виды энергетических установок не являются альтернативными.
В зависимости от конкретных условий эксплуатации применя-
ются те или иные системы или их комбинации. На рис. 4.9
представлены ориентировочные области использования различных
энергетических установок. Короткоресурсные задачи обеспечива-
ются главным образом химическими источниками энергии: в
области малых мощностей — электрохимическими генератора-
ми типа химических восточников тока, а при повышении мощнос-
ти — динамическими преобразователями типа поршневых двига-
телей и газотурбогенераторов. При больших мощностях коротко-
ресурсные задачи могут потребовать и ядерных источников
энергии с газотурбогенераторным и МГД-преобразованием энер-
гии в установках открытого цикла.
При увеличение времени работы до месяца и мощностях
до ^=100 Вт оптимальным являются электрохимические ге-
нераторы топливных элементов, обладающие повышенными
77
co
Тип ЭУ Параметр МГДпл ТЭП ГТУ
j %а.т Уз 1,0—0,5 4,5—1,5 3,5—1,0
0,2—0,1 0,5—0,2 0,9—0,5
Ур 11 11 11—5,0
тг 10“ 2 30—20 20—15 18—12
0,2—0,4 0,12—0,4 0,24—0,5
Т 102 х.опт 34—38 36—45 30—40
Чэ.опт ’ 13—25 10—22 13—27
Таблица 4.1
МГДж ПТУ ТЭХП ТЭГ
3,5—1,5 3,5—1,5 3,5—1,5 3,5—3,0
1,0—0,7 1,5—1,0 2,5—2,0 0,3—0,5
11 11—5,0 11 11—5,0
13—11 12,5—11 12,5—11 13—8,0
0,2—0,4 0,3—0,5 0,3—0,5 0,1—0,15
47—52 48—51 45—46 57—58
11—20 15—25 16—27 3—6
Рис. 4.9. Характерные области использования различных
энергетических установок
удельными энергиями Э = 0,8 ^1,9 кВт-ч/кг вместо
У |Ц
Эуд = 0,04 -ь 0,01 кВт • ч/кг в химических источниках тока (ХИТ)
традиционного типа (1 кВт ч = 3,6 106 Дж). Например, для МТА
“Буран” ЭУ с ХИТ на семь суток полета имеет массу около
3000 кг. Если эту задачу решать аккумуляторами, то они будут
иметь массу в десятки тонн, т.е. почти исчерпают запас массы
полезной нагрузки. В области большого времени работы малые
мощности могут обеспечиваться радиоизотопными источниками
энергии с радиоэмиссионными термоэлектрическими или термо-
электрохимическими преобразователями.
Повышение мощности до 1 кВт требует слишком больших
количеств радиоизотопа, вносит сложности с его охлаждением в
предстартовый период и т. п. особенно в простых и надежных
ТЭГ с их малыми Т] = 3 н- 6%, так как тепловая мощность при
этом составит 25 -* 36 кВт. Конечно, используя установки с
1] = 25% (циклы Брайтона, Стирлинга), от этой же тепловой мощ-
ности можно получить 6—8 кВт электрической мощности или
для 1 кВт электрической мощности снизить тепловую мощность
до приемлемых значений. Поэтому при повышении электричес-
кой мощности необходимо использовать солнечные батареи с
фотоэлектрическими преобразователями или системы с КПД
более высоким, чем у ТЭГ.
Мощности свыше 5—10 кВт для продолжительности работы
5—15 лет могут обслуживаться энергетическими установками
как с солнечными батареями и аккумуляторами, так и с ядер-
ными реакторами при непосредственном термоэмиссионном или
термоэлектрическом преобразовании или машинными установ-
79
ками замкнутого контура с турбогенераторами. Использование
солнечных тепловых и фотоэлектрических энергетических уста-
новок в области больших мощностей (свыше 40 кВт) для выпол-
нения долгосрочных задач является альтернативой использова-
ния ядерных ЭУ и определяется конкретными эксплуатацион-
ными особенностями. При наличии на борту экипажа, а также
отсутствии достаточно жестких ограничений по габаритам, ори-
ентации аппарата используются преимущественно солнечные ус-
тановки. В то же время для автоматических летательных аппа-
ратов с высокой активной траекторией полета и использованием
электроракетных двигателей может быть отдано предпочтение
ядерным энергетическим установкам.
Промежуточная область средних значений мощностей поряд-
ка 10—25 кВт с продолжительностью эксплуатации до месяца
работы достаточно хорошо удовлетворяется электрическими пре-
образователями на основе водород-кислородных топливных эле-
ментов. Использование связанных систем хранения и регенера-
ции компонентов позволит применять топливные элементы в
более продолжительных полетах.
Глава 5. Энергетические установки с фотоэлектрическими
преобразователями энергии
Использование прямого преобразования энергии солнечного
излучения в электрическую является характерной особенностью
энергетических установок с фотоэлектрическими преобразовате-
лями (ФЭП). Они представляют собой панели, энергетическая
мощность которых зависит от плотности энергии солнечного из-
лучения и КПД преобразователя. Для современных установок в
конце ресурса ФЭП при Т| = 10 4- 12% удельная мощность со-
лнечной батареи составляет около JV = 100-*-120 Вт/м2 для
околоземных орбит, а напряжение 17 = 0,5—0,6В. Необходимые
токовые параметры достигаются соответствующим последова-
тельно-параллельным соединением преобразователей, а мощ-
ность — площадью панелей с учетом времени их затенения на
отдельных участках орбиты и запаса на зарядку аккумулятор-
ных батарей. Для систем большой мощности предусматриваются
двигатели ориентации панелей солнечных батарей-преобразова-
телей на Солнце.
Первая космическая энергетическая установка с солнечны-
ми батареями была предложена В.П. Глушко в 1928 г. для ге-
лиоракетоплана с электроракетными двигателями. В настоящее
время большинство КЛА использует для своего энергопитания
солнечные батареи. Они устанавливаются на спутниках “Ме-
теор”, “Молния”, “Стационар”, “Ямал”, станциях “Венера”,
80
“Салют” и т. д. самого различного назначения. Наибольшей
мощности — 20 кВт — достигали солнечные батареи орбитальной
станции “Скайлэб”, а для международной космической станции
(МКС) рассматриваются установки мощностью 100 -г- 200 кВт. За
работы по физическим основам полупроводниковых систем, по-
ложенным в том числе в основу фотоэлектрического преобразо-
вания, академику Ж.И.Алферову в 2000 г. присуждена Нобе-
левская премия.
5.1. Фотоэлектрическое преобразование энергии
Для фотоэлектрического преобразования солнечной энергии
в электрическую используют явления, происходящие на стыке
двух полупроводников с различным типом проводимости (см.
разд. 4.1 и рис. 4.1, 4.2). Использование солнечной энергии
определяет геометрическую форму преобразователя как плос-
кой пластинки толщиной 3 = ОД +- 0,2 мм площадью от 1—2 см2
до 4 см2 и выше, состоящей из двух основных слоев полупро-
водника, покрытых защитными прозрачными слоями фильтров,
которые просветляют оптику ФЭП и отсекают невыгодные час-
тоты солнечного спектра. В настоящее время используются и
ультратонкие ФЭП с толщиной 3=2-5-10 мкм, создаваемые тех-
нологией осаждения из газовой фазы на подложку, и площадь
ФЭП может составить 200—250 см2 и выше. Для традиционных
систем в качестве полупроводника выбирается кремний, обла-
дающий шириной запрещенной зоны, близкой к средней энер-
гии фотона в спектре солнечного излучения. Незначительная
добавка акцепторной примеси при производстве монокристалла
кремния, не нарушая существенно его кристаллической струк-
туры, своим “недостатком” электрона обеспечивает “дырочную”
проводимость слоя, полученного разрезанием монокристалла.
Для этого акцепторная примесь должна принадлежать к пред-
шествующей кремнию группе периодической таблицы элемен-
тов. Тогда вблизи от дна запрещенной зоны проводимости обра-
зуются дополнительные уровни. В то же время сама незначи-
тельность акцепторной примеси требует высокой чистоты исход-
ных материалов, чтобы желаемый эффект мог проявиться. Вто-
рой слой кремния с донорной примесью, обеспечивающей “элек-
тронную” р-проводимость и относящейся к следующей за крем-
нием группе (например, Ag) As, наносится методом осаждения
из газовой фазы или методом ионной имплантации. Основные
носители тока: электроны проводимости в полупроводнике и
“дырки” (валентные электроны) в р-полупроводнике под влия-
нием градиента концентрации двигаются навстречу друг другу
к р - n-переходу. Перейдя его, они создают контактную раз-
81
ность потенциалов, ограничивающую дальнейшую диффузию.
Так как р - n-переходов в ФЭП два (второй на месте контакта
с коммутационными проводниками), то в темноте эти две кон-
тактные разности MJK , направленные в разные стороны, урав-
новешивают друг друга, и в цепи ЭДС не образуется:
Д°К1 - ЛС7к2 = 0 •
При освещении одного из переходов (второй закрыт от света
непрозрачными контактами токовыводов), если энергия фотона
превосходит ширину запрещенной зоны полупроводника, в
кремнии происходит образование пар электрон проводимости —
“дырка”. Так как акцепторная примесь состоит из элементов
предшествующих кремнию групп, в образующуюся здесь вакан-
сию могут мигрировать электроны валентной зоны соседних
атомов кремния. Это создает впечатление двигающейся во
встречном направлении “дырки”, что удобно и принято при ана-
литических расчетах. Донорные примеси также вызывают появ-
ление в запрещенной зоне подуровней, но уже вблизи вершины
запрещенной зоны, облегчая образование пар носителей и в п-
полупроводнике при поглощении атомом кремния фотона доста-
точной энергии h\> > ДЕ3 . Каждая пара состоит из основного но-
сителя — электрона (для л-полупроводника) или “дырки” (для
р-полупроводника) и неосновного, причем концентрация неос-
новных носителей возрастает особенно сильно, так как до осве-
щения ФЭП неосновных, “темновых” носителей было мало. Не
основные носители под действием градиента концентрации дви-
жутся к р - n-переходу, где вследствие диффузии основных но-
сителей создан потенциальный барьер, определяющий контакт-
ную разность потенциалов, как это представлено на рис. 4.2 и
5.1. Имея обратный основным носителям заряд, они компенси-
руют барьер, создавая разность контактных потенциалов осве-
Рис. 5.1. Схема внутреннего фотоэффекта:
1 — валентная зона; 2 — подуровень акцептора;
3 — уровень Ферми; 4 — зона проводимости
82
щенного ДС7К 0 и затененного AUK спаев фотоэлектрического пре-
образователя, обеспечивая в соответствии с уравнениями (4.3)—
(4.7) возникновение Е ЭДС, тока и напряжения Us в электри-
ческой цепи преобразователя. С уменьшением сопротивления
полез ной нагрузки напряжение 17н падает, неосновные носители
отводятся от барьера, его компенсации не происходит, и в ре-
жиме короткого замыкания он имеет значение, близкое потен-
циальному барьеру на р - тг-переходе в темноте.
В режиме разомкнутой цепи, когда ?7Н = Е = ДС7К 0 - Д(7К , ба-
рьер на освещенном спае имеет минимальную величину, тем
меньшую, чем выше освещенность спая полупроводников ФЭП.
Направление тока в ФЭП определяется из энергетических сооб-
ражений. Подведенная лучистая энергия, вызывающая образо-
вание пар носителей, затрачивается на перевод электронов (на-
пример, в р-полупроводнике) в зону проводимости из валентной
зоны (см. рис. 5.1). Следовательно, электронный ток идет на ос-
вещенном спае из р-полупроводника в n-полупроводник (напо-
мним, что техническое направление тока обратно электронному).
Обратный поток “дырок” — не основных носителей из п-полупро-
водника просто означает дополнительный поток валентных
электронов из р-полупроводника, рекомбинирующих с этими
“дырками”. Электроны проводимости и небольшое число неос-
новных носителей — валентных электронов, переходящих по
“дыркам”, движутся от освещенного спая тг-полупроводника к
затененному. Затененный спай замкнут через контактные про-
водники и полезную нагрузку, позволяя электронам проходить
к спаю р-полупроводника (техническое направление тока — об-
ратное). Электроны переходят в валентную зону р-полупроводни-
ка, рекомбинируя с подходящими к переходу по р-полупроводни-
ку “дырками”. При этом должна выделяться энергия, пропорцио-
нальная току и ширине запрещенной зоны энергией электронов,
между зонами проводимости и валентной зоной АЕ3 — теплота
Пельтье. Дальнейшее движение электронов по р-полупроводиику
к освещенному спаю происходит в валентной зоне и выглядит как
встречное движение “дырок” от освещенного спая.
Рассматривая энергетический баланс ФЭП, следует отметить
основные процессы, ограничивающие величину КПД. Термоди-
намический КПД в соответствии с циклом Карно ограничен по-
терями на неосвещенном спае — теплотой Пельтье.
В соответствии с рис. 5.1 и 5.2 немонохроматичность спект-
ра Солнца приведет к тому, что фотоны низких энергий
hv <; АЕ3 не смогут образовать пары носителей, а слишком вы-
соких Iin > ДЕ^ — использовать избыток энергии над шириной
83
запрещенной зоны. Поэтому удельная мощность и КПД ФЭП по
ширине запрещённой зоны применяемых полупроводников имеют
максимум в области ДЕ3 = 1,5 эВ, а теряемая энергия переходит
в тепло и, нагревая ФЭП, снижает его эффективность. Эти потери
за счет немонохроматичности достигают 40% и выше.
Рис. 5.2. Зависимость КПД
солнечных ФЭП от ширины
запрещенной зоны :
1 — потери избыточной
энергии фотонов hv - &Е3 ;
2 — потери фотонов низких
энергий hv < АЕ3
Необходимо учитывать также и потери при рекомбинации
возникающих при освещении пар носителей. Время жизни воз-
никших при освещении пар невелико, и они могут рекомбини-
Рис. 5.3. Влияние толщины
ФЭП на полезное использование
возникших пар носителей п
(т — время рекомбинации пар)
ровать, не доходя до р - п-пере-
хода, что приводит к дополни-
тельным потерям энергии и на-
греву ФЭП. Поэтому, как сле-
дует из рис. 5.3, необходимо
оптимизировать толщину ФЭП
и отдельных его слоев. Очень
тонкие ФЭП могут привести к
потерям на просвечивание, а
толстые — большим омичес-
ким и рекомбинационным по-
терям, поэтому толщина ФЭП
должна оптимизироваться, а
его тыльная сторона покры-
ваться зеркальным отражающим слоем для снижения потерь
просвечивания.
Потери на отражение при больших углах разориентации
могут достигать 30%. Для их снижения необходимо применять
просветляющие покрытия. Нагрев ФЭП вследствие необратимых
потерь энергии приводит к образованию дополнительных “тем-
новых” пар носителей на обоих спаях, падению контактной раз-
ности потенциалов и ЭДС (рис. 5.4). Поэтому увеличение потока
солнечного излучения (рис. 5.5) приводит к пропорциональному
84
Рис. 5.4. Влияние температуры на характеристики
кремниевого ФЭП
ЖИД ФЭЦ, Ml
Рис. 5.5. Зависимость
короткого замыкания
ти потока солнечного
ЭДС и тока
от плотнос-
из лучения Qc
росту тока и ограниченному высотой потенциальных барьеров
р - n-XLepex.Qp& росту ЭДС, только в условиях стабилизации тем-
пературы ФЭП. Падение температуры при полетах к удаленным
от Солнца планетам или дезориентации панелей солнечных ба-
тарей относительно Солнца несколько компенсирует падение
плотности солнечного излучения, так как уменьшение ‘‘темно-
вых” неосновных токов приводит к увеличению контактных
разностей потенциалов и ЭДС (см. рис. 5.4,а) и возрастанию
КПД (см. рис. 5.4,6). Со временем за счет радиационных по-
вреждений мощность ФЭП снижается. При полётах на около-
земных орбитах падение КПД ФЭП, равного отношению выра-
батываемой максимальной
мощности к падающему на
его поверхность потоку со-
лнечной энергии, допускается
на конец ресурса до Т) = 10%.
На начало ресурса КПД уда-
лось поднять до Т| = 15 + 22%,
а в опытных образцах — и
до 30%. Теоретические разра-
ботки показывают принципи-
альную возможность получе-
ния КПД ФЭП до 60% и
выше, которая может реали-
зоваться разработкой много-
переходных, каскадных
образователей, дающих
можность более полного
солнечного излучения.
пре-
воз-
использования энергетического спектра
85
Рис. 5.6. Влияние
числа каскадов п
и температуры,
на КПД ФЭП
Располагая слои преобразователя последовательно так,
чтобы верхние, где поглощается коротковолновая часть спектра,
обладали большей шириной запрещен-
ной зоны при р - n-переходах, а ниж-
ние, куда проникает длинноволновая
— меньшей шириной &ES , можно под-
нять КПД ФЭП в 2—3 раза (рис. 5.6).
Определенный выигрыш дают также
ФЭП с двусторонним расположением
р - n-переходов, позволяющим полезно
использовать световой поток, отражаю-
щийся от облачного покрова, что по-
зволяет поднять мощность солнечных
батарей на 25—30%. Однако следует
учесть, что КПД солнечных батарей
ниже, чем у ФЭП за счет неполного за-
полнения панелей преобразователями и коммутационных потерь
в проводниках. Применение более эффективных, чем кремний,
материалов для ФЭП, например арсенида галлия, ширина за-
прещенной зоны которого составляет ЛЕ3 = 1,4 эВ, что ближе к
оптимальному значению ЛЕ3 = 1,5 эВ, чем у более дешевого
кремния с АЕ3 = 1,1 эВ, просветляющих покрытий, снижающих
потери на отражение до нескольких процентов, а также отра-
жающих свет покрытий на тыльной, темновой стороне ФЭП по-
зволяет повысить КПД до 17—22%.
Желание улучшить энергомассывые характеристики ФЭП и
снизить их стоимость привело к применению аморфного крем-
ния, тонкопленочных преобразователей более дешевых полупро-
водников. Осаждение слоев из газовой (фторные и хлорные со-
единения) или паровой фазы на соответствующие подложки
дает возможность получения преобразователей с толщинами от
I = 50 4- 100 мкм для поликристаллического и I = 1 -*• 10 мкм для
аморфного кремния. КПД их несколько ниже, однако в отдель-
ных опытных образцах уже получены величины до 10—16%.
Снижение омических потерь для ФЭП повышенных площа-
ди и мощности достигается установкой контактных сеток на ос-
вещенной стороне преобразователя. Существенно меньшее обра-
зование темновых носителей с повышением температуры у ар-
сенид-галлиевых ФЭП по сравнению с кремниевыми приводит к
их меньшей температурной чувствительности, поэтому такие
преобразователи более выгодны, чем кремниевые, при полетах
к близким Солнцу планетам и использовании концентрирован-
ного. светового потока, когда тепловые потоки и температуры
ФЭП растут.
86
Охлаждаемые ФЭП изучаются и изготавливаются их опыт-
ные образцы. Разброс параметров ФЭП при их производстве за-
ставляет применять селективный отбор, когда лучшие современ-
ные преобразователи могут иметь КПД до 18,5—22%. Элементы
с меньшими КПД могут использоваться для менее ответствен-
ных задач.
Когда из отдельных ФЭП собирается солнечная батарея,
происходит дальнейшее уменьшение КПД до 10—12% за счет
потерь на коммутационных перемычках и неполноты заполне-
ния площади панели освещенными спаями преобразователей.
Отклонения от ориентации на Солнце и затенения приводят к
еще большему уменьшению КПД.
5.2. Расчет параметров и вольт-амперной
характеристики ФЭП
Рассматривая процессы на освещенном р - n-переходе ФЭП
с учетом движения электронов от р- к n-полупроводнику (и об-
ратном направлении тока), используем баланс основных, и не
основных носителей выражения (4.4). Так как увеличение неос-
новных носителей при освещении учтено членом JCB , то входя-
щие в уравнение выражения неосновных токов равны своим
значениям в темноте:
• + _, т + _, т +
и ~~ dnQ ~~ %
<7 = -Vo = < •
(5-1)
В то же время токи основных носителей, вследствие сниже-
ния потенциального барьера, возрастают на правой, рабочей
ветви вольт-амперной характеристики (ВАХ). Диффузионный
электронный ток
т dn
(5-2)
где е = 1,6 • 10 19 — заряд электрона, Кл; D — коэффициент диф-
, dn
фузии; -т— *— градиент концентрации. В установившемся режи-
CL3C 0
ме он должен уравновешиваться обратным потоком, который со-
„ dU
здается электрическим полем Е = ~г~ :
dx
(5-3)
где п — концентрация носителей тока; ц — их подвижность,
см/с2. Подставив в выражение (5.3) соотношение Эйнштейна
87
D_kT
(5.4)
получим уравнение, связывающее концентрацию носителей с
напряжением и температурой ФЭП:
dn_____е dU
п ~~ kT dx
(5.5)
Выражение (5.5) можно проинтегрировать по толщине
р — п-перехода:
Г dn_____е_
J п ~~ kT
О
J dU.
v
Так как отношение концентрации
ношению их токов, будем иметь
носителей будет
равно от-
J~ eU
ln#=^' (б-6)
р
Преобразования, аналогичные (5.2)—(5.6), можно провести
и для диффузионного неосновного потока “дырок”. Потенцируя
выражение (5.6) и аналогичное ему уравнение для логарифма
отношения , получаем
п
т- т- /kT '
J = J = в н :
П р ’
(5.7)
J+ = = e(iU»/liT .
р п
Подставив выражения токов основных носителей для сни-
женного потенциального барьера, определяемого напряжением
на полезной нагрузке С7Н из выражения (5.7), в выражение ба-
ланса токов (4.4), получим
Л = + (5-8)
4
Приняв Jp ~ + J* = <т , после логарифмирования получим
Из выражения (5.9) следует, что с возрастанием светового
потока, когда возрастает JCB , увеличивается и напряжение UH ,
с ростом тока нагрузки напряжение нелинейно падает, а воз-
88
растание тока “темновых” носителей = Jp + J* , вызванное
ростом температуры ФЭП или радиационными повреждениями,
приводит к уменьшению напряжения .
На рис. 5.7 представлены вольт-амперные характеристики
кремниевого и арсенид-галлиевого ФЭП при различных услови-
ях освещения. Рассчитанная по формуле (5.9) характеристика
для 0,0415 А и J„ _ = 10" 6 А кремниевого ФЭП достаточно
Cxi 1
близка к полученной экспериментально.
Рис. 5.7. Зависимость вольт-амперных характеристик и
мощности ФЭЛ от плотности потока солнечного излучения Qc:
о-о-о-о- рассчитанная по (5.9) ВАХ кремниевого ФЭП;
----------экспериментальные ВАХ кремниевого и арсенид-
галлиевого ФЭП; — — — — экспериментальные мощности ФЭП
на различных режимах по ВАХ
В то же время реальный ФЭП с учетом процессов рекомби-
нации носителей, потерь, включая шунтовые и омические, труд-
но описать теоретическим выражением, служащим в основном
для подтверждения правильности рассмотренных физико-энерге-
тических процессов в преобразователе и возможностей их совер-
шенствования. Более подробный расчет характеристик с учетом
процессов рекомбинации, особенно для многопереходных ФЭП,
не может быть выполнен без применения ЭВМ и позволяет, как
это следует из рис. 5.6, прогнозировать существенное повыше-
ние КПД преобразователя. В то же время для расчета энергети-
ческих установок с ФЭП при палете КЛА желательно иметь
89
экспериментально полученные характеристики конкретных пре-
образователей, описанные интерполяционными формулами, что
позволяет оптимизировать характеристики конкретной солнеч-
ной батареи, например
С7Н = 10" 3
Т 3,18 -I- 9,173 in ^2,25 - 83,3JH (cos ср)" 1
- 0,887JH ,
(5.10)
где (р — угол нормали к ФЭП с направлением солнечных лучей.
Это выражение близко аналитическому выражению, полу-
ченному из формулы (5.9) при учете потерь на последователь-
ном сопротивлении ФЭП с учетохи контактных сопротивлений
спаев 7?п и параллельном, шунтирующем сопротивлении
перехода, пленок и загрязнений:
jj _ AkT
н е
' Т R
Н.Т Е.ТПШ
+ 1 (5.11)
где А = 0,85 учитывает рекомбинацию носителей тока.
Мощность преобразователя определяется выражением (4.8) и
имеет максимум, как следует из рис. 5.7, при Us = 0,7 0,8 Е .
Поэтому в практике часто используют ее интерполяционное вы-
ражение через ЭДС и “ток короткого замыкания”:
^=^EJк.з,
где £ — коэффициент заполнения характеристики, у хороших
ФЭП достигающий £, = 0,8. Хорошее заполнение, в свою очередь,
свидетельствует о достаточно постоянных характеристиках пре-
образователя по напряжению при изменении нагрузки на пра-
вой, рабочей ветви вольтамперной характеристики.
5.3. Зависимость характеристик ФЭП
от условий эксплуатации
Из анализа вольт-амперных характеристик ФЭП (см. рис. 5.6
и 5.7) следует, что рабочий участок занимает приблизительно
£, долю от всего диапазона по току, а мощность возрастает
почти линейно от режима ЭДС до максимума. Дальнейший
участок возрастания тока до короткого замыкания является не-
рабочим, так как помимо уменьшения мощности здесь резко па-
дает напряжение ФЭП.
В то же время аналогично изменению мощности по току
ФЭП меняется и его КПД, максимум которого несколько сме-
щен относительно максимума мощности в сторону более высо-
ких напряжений, так как при этом уменьшаются потери на
внутреннем сопротивлении ФЭП и растет КПД. Выделяющееся
90
преобразова-
рассмотреть
Подводимое
тепло энергетических потерь приводит к разогреву
теля, изменению его характеристик.
Ввиду малой толщины ФЭП упрощенно можно
его тепловой баланс в одномерном приближении,
тепло будет складываться из тепла энергетических потерь,
уменьшенного с учетом Т|о — КПД отражения и TJ — КПД про-
свечивания ФЭП, близких к единице, и тепла солнечного излу-
чения, приходящегося на перемычки и коммутационные шинки
f
с учетом доли их площади в ФЭП и поглощательной способ-
ности ач . При дезориентации солнечных батарей необходимо
учесть угол дезориентации (р. Отводимое тепло по закону Стефа-
на:—Больцмана пропорционально четвертой степени температу-
ры ФЭП Г4, постоянной а — 5,67 • 10” 8 Вт/(м2 • К4) и сумме чле-
нов, соответствующих долям площади ФЭП
черноты (освещенной Ео , закрытой шинами
невой, неосвещенной £т ):
с разной степенью
токовода £ш и те-
ло cos (p 1 -
1—а-
Пи По
+ d,
= <5T^ £T + 1-
£0 + £ш f
+ 7Т ,
где qc — плотность потока солнечного излучения в данной точке
пространства; <ут — удельный тепловой поток системы охлажде-
ния. Из этого баланса тепла можно выразить температуру
ФЭП:
gc cos (p 1 - у
1—1-
Пп По
а £т + 1 - j £0
0,25
+ a,
Оф
(5.12)
£q + £ш р
Упрощенно, пренебрегая шинками, можно записать
, \ о,2б
qc cos (р (1 - 1]) • dc
'T
(5.13)
T =
T =
О £0 + Ет
тыль-
и
где dc ~ 1 учитывается соотношение площадей лицевой
ной сторон ФЭП (Fq & Др.
Член дт , учитывающий теплоотвод в системе охлаждения,
характерен для солнечный батареи с концентраторами излуче-
ния, когда qc возрастает пропорционально степени концентра-
91
ции и нагрев ФЭП становится значительным. В неохлаждаемых
ФЭП дт = 0.
Анализ выражения (5.12) показывает, что на околоземных
орбитах температура ФЭП может достигать 60°С (333—341 К) и
в зависимости от режима эксплуатации колебаться в пределах
10-15°, повышаясь при снижении отбираемой от солнечной ба-
тареи мощности.
В то же время при подлете КЛА к Марсу температура ФЭП
может снижаться до 276—288 К, а к Венере — повышаться до
400 К.
В соответствии с уравнениями (5.8) — (5.11) и рис. 5.4 до-
статочно резко меняется вольт-амперная характеристика ФЭП.
Особенное внимание обращает на себя изменение ЭДС, так как
это может привести к нежелательным изменениям напряжения
в бортовой сети энергопитания КЛА. Если изменение освещен-
ности, как показано на рис. 5.5, приводит в основном к изме-
нению токовых характеристик, то напряжение при полете с ор-
биты Марса на орбиту Венеры вследствие изменения темпера-
турного режима для кремниевых ФЭП, как следует из рис. 5.4,
меняется почти вдвое. Используя конкретные данные по харак-
теристикам ФЭП, можно для заданной траектории полета рас-
считать изменение напряжения в бортовой сети и уточнить его
при наземных испытаниях в вакуумных, камерах с использова-
нием имитаторов солнечного излучения. Это позволит разраба-
тывать требования к системе регулирования и стабилизации ха-
рактеристик. При этом помимо изменения интенсивности со-
лнечного излучения и температуры ФЭП необходимо учитывать
влияние радиационных повреждений и ориентации. Дезориента-
ция уменьшает плотность потока солнечного излучения пропор-
ционально cos (р —углу нормали к ФЭП с направлением солнеч-
ных лучей, что учтено соответствующим членом в уравнении
(5.12). При небольших углах дезориентации (порядка градусов)
этот член близок к единице и существенных изменений в ха-
рактеристиках ФЭП и его температуре не происходит. Это об-
легчает требования к точности ориентацйи солнечных батарей и
расположению их панелей строго в одной плоскости. Однако
уже поворот на (р = 64° по тепловому и энергетическому состоя-
нию аналогичен перемещению солнечной батареи с орбиты
Земли на орбиту Марса.
В небольших КЛА первого поколения, когда требования к
их энергетике не были очень строгими, применялось оборудова-
ние внешних поверхностей КЛА солнечными батареями со всех
сторон. Это по крайней мере гарантировало ориентацию доста-
точной части ФЭП на Солнце и захват потока солнечного излу-
92
чения, пропорционального миделю КЛА с учетом плотности его
заполнения ФЭП. Такое решение потребовало переразмерить по-
верхность солнечных батарей не менее чем в четыре раза — от-
ношение поверхности к миделю, например, для шара, и пред-
усмотреть соответствующее переключение ФЭП при поворотах
неориентированного КЛА, чтобы обеспечить стабильность напря-
жения бортовой сети. В более крупных КЛА предусматривается
система ориентации солнечных батарей их поворотом относи-
тельно корпуса КЛА или совместно с КЛА двигателями ориен-
тации. Иногда предусматривалось третье крыло батарей, распо-
ложенное нормально к основным в плоскости излучения. Не ра-
ботая при точной ориентации, оно смягчало спадение характе-
ристик при разориентации основных крыльев. Двусторонние
ФЭП также обеспечивают энергоснабжение КЛА при разориен-
тации солнечных батарей.
На околоземных орбитах КЛА может на то или иное время
заходить в тень Земли, тогда ФЭП перестают давать энергию.
Продолжительность выключения зависит от высоты, угла и эл-
липтичности орбиты, составляя до 45 мин — половину времени
орбитального облета на низких орбитах, и практически не будет
наблюдаться на геостационарных орбитах, хотя и в плоскости
орбиты Земли может составлять .до 4,3% периода обращения, т.
е. 1,17 ч. Однако запуск геостационарного КЛА в этой плоскос-
ти под углом 23°26'53,7" к экватору приведет к его суточным
меридиональным колебаниям и вряд ли целесообразен.
Необходимость энергопитания мощностью N аппаратуры
КЛА на всех участках траектории требует наличия на борту ак-
кумуляторных батарей или других накопителей энергии и соот-
ветствующего избытка мощности солнечных батарей для их за-
рядки. Определим необходимую площадь солнечных батарей (СБ):
Fc ~ (N + (gc Л-К/ cos ф) 1 > (5.14)
где Wa — мощность заряда аккумуляторов; К? — коэффициент
заполнения площади солнечной батареи преобразователями:
А^а = NT Пт ^0 Л3 S (5.15)
Ат — мощность энергопитания в периоды затенения; т0 , тт —
время полета на освещенном и затененном участках орбиты со-
ответственно; Т|3 , Т|р — КПД заряда и разряда аккумуляторов.
Площадь солнечных батарей с учетом резервирования, дополни-
тельных крыльев и покрытий (вплоть до четырехкратного) оп-
ределит их массовые характеристики. Масса 1 м2 панели со-
ставляла до 5 кг для ферменных традиционных схем (и остает-
93
ся для СБ очень большой мощности), а для современных рамоч-
ных систем на сетеполотне составляет 2 кг, для композитных
углепластиковых панелей — 1 кг. Это позволяет в зависимости
от типа панелей на начало ресурса иметь удельные массы до
у- 8 -+• 10 кг/кВт вместо у = 40 4 50 кг/кВт.
При определении размерности солнечных батарей необходи-
мо учитывать деградацию их характеристик по времени. Как
следует из анализа рис. 5.8, эта деградация существенно зави-
сит от конструкции ФЭП, толщины его покрытий, глубины рас-
положения р - n-перехода, материала ФЭП, его легирования,
возможностей последующего отжига. Очень большое значение
имеет радиационная обстановка по траектории полета, пребыва-
ние в радиационных поясах Земли, наличие солнечных вспы-
шек, искусственно наведенной радиации. Электронное облуче-
ние проявляет вредное воздействие в длинноволновой части
спектра, поэтому оно больше сказывается на ФЭП с толщинами
более 300 мкм. Потоки проникающих протонов вызывают более
тяжелые повреждения типа точечных дефектов, равномерно и
неравномерно (для энергий Е < 10 МэВ) распределенных по глу-
бине. Повреждения приближенно обратно пропорциональны
энергиям. Все это определяет ресурс СБ, который для геоста-
ционарных орбит составляет t = 15 лет, а в области радиаци-
онных поясов Земли снижается втрое до т = 5 лет, что сопро-
Рис. 5.8. Снижение мощности различных ФЭП
при радиационных повреждениях:
а — на эллиптической орбите Н = 952 -*• 5660 км:
1 — традиционные кремниевые ФЭП; 2 — чувствительные к
фиолетовой части спектра при сопротивлениях В^ = 1,0 + 10 Ом • см;
3 — с увеличенным защитным покрытием;
б — на разных орбитах полета:
4 — околоземная орбита, 1=10 лет; 5 — геостационарная
орбита, 1= 10 лет; 6 — промежуточная орбита, 1=1 год.
Эквивалентная энергия электронов равна 1 МэВ, толщины
защитных покрытий Ь4=\Г)-0,152 мм, $6=0,51 мм.
94
вождается падением КПД до Ц = 10% и удельной мощности СБ
до 2V = 85 4- 100 Вт/м2.
У гп
Несмотря на характерную для ФЭП пологость их вольт-ам-
перных характеристик по току и небольшое изменение напря-
жения в широком диапазоне изменения нагрузок, как это пред-
ставлено, например, на рис. 5.7, сложный и неравномерный
график энергопотребления КЛА неизбежно вызывает необходи-
мость стабилизации бортового напряжения в заданном допуске.
Эта стабилизация может быть достигнута включением перемен-
ных шунтирующих сопротивлений _КШ , аналогично соответству-
ющему члену уравнения (5.11), переключением коммутации
ФЭП в солнечной батарее, использованием специальных стаби-
лизаторов, использованием избыточной мощности солнечной ба-
тареи для зарядки аккумуляторных батарей, возвращающих на-
копленную энергию в периоды затенения или максимального
энергопотребления.
Высокий КПД солнечных батарей и входящих в них ФЭП
может быть полностью реализован только в условиях стацио-
нарного освещения и энергопотребления постоянной мощности,
что не наблюдается в реальных условиях эксплуатации. При
выборе материалов ФЭП и определении размеров панелей со-
лнечных батарей приходится учитывать действительные измене-
ния освещенности, потребляемой мощности, деградации харак-
теристик и соответствующего запаса резервных панелей, что су-
щественно снижает реальный КПД.
5.4. Энергетические установки с солнечными
батареями ФЭП
Энергетические установки на основе ФЭП включают помимо
панелей солнечных батарей соответствующие механизмы их раз-
ворачивания в космосе, ориентации на Солнце, коммутации,
преобразования и передачи энергии потребителям, аккумулиро-
вания энергии на периоды затенения и максимальных пиков
мощности, регулирования с учетом резервирования, деграда-
ции характеристик и изменения условий эксплуатации. Напри-
мер, в орбитальной долговременной станции “Алмаз” общая
масса солнечной энергоустановки составляла Мэу = 1480 кг.
Масса этой энергоустановки вдвое выше массы панелей солнеч-
ных батарей Мс б = 770 кг при их мощности в начале ресурса
Nq = 2,84 3,8 кВт и 2,2 +• 3 кВт в конце ресурса. Масса акку-
муляторов составляла М& б = 380 кг.
Панель солнечной батареи собирается из отдельных ФЭП,
как это представлено, например, на рис. 5.9. Сам ФЭП может
95
представлять собой тонкую многослойную пластинку из двух
или более слоев полупроводников с защитным покрытием, кон-
тактным металлическим покрытием теневой стороны и оптими-
зированной контактной сеткой на освещенной стороне, если
площадь ФЭП свыше 1—2 см2. Эти ФЭП могут быть скоммути-
рованы черепичным способом последовательно-параллельно в
прямоугольные модули, которые затем размещаются на панели
солнечной батареи и соединяются последовательно-параллельно
до достижения необходимых параметров по току и напряже-
нию. Для установок сравнительно большой мощности возникает
целый ряд проблем создания таких панелей. Температурные из-
менения в достаточно широком диапазоне, как это следует из
уравнения (5-. 12), приводят к изменению линейных размеров па-
нелей и повреждениям ФЭП. Поэтому часто ФЭП крепят к под-
ложке упругими клеями типа каучуков, используют подложки
из стеклоткани и сеток. В новых технологиях многопереход-
ные СБ с ФЭП производятся методом послойного осаждения
из газовой фазы фторидов и хлоридов соответствующих мате-
риалов р-, п- и промежуточных слоев, контактных сеток и по-
крытий. Для того чтобы разместить солнечную батарею под
обтекателем при запуске КЛА на околоземную орбиту и обеспе-
чить ее прочность при действии перегрузок запуска, панели Де-
лают складными.
Рис. 5.9. Варианты компоновок панелей солнечных батарей ФЭП:
1 — подложка, например, каптон, армированный стекловолокном;
2 — переход освещенного спая; 3 — прозрачное покрытие;
4 — коммутационные перемычки и темновые спаи;
5 — клеевое соединение
Как показано на рис. 5.10, солнечные батареи могут иметь
вид лепестков, складываемых по образующей КЛА (у аппарата
геосинхронной радиотелевизионной связи “Молния”), и обверты-
ваемых вокруг соответствующего участка корабля (у аппарата
метереологических исследований “Метеор” и орбитальной стан-
ции “Салют”). При повышенных мощностях (до 25 кВт и выше)
могут применяться специальные разворачивающие устройства
типа крыла. Разворачиваемые панели солнечной батареи разме-
96
щаются в контейнерах, расположенных по образующим КЛА.
Корпус контейнера служит нижней реей, а крышка — верхней,
вытягивающей за собой полотнища солнечных батарей по мере
выдвижения складной решетчатой центральной мачты. Ориента-
ция осуществляется поворотом мачт около оси и поворотом
КЛА с помощью двигателей ориентации. Механизмы разверты-
Рис. 5.10. Разворачивающиеся панели солнечных батарей:
а — шесть двухстворчатых панелей геосинхронного
спутника “Молния”;
б — раздвижное крыло 25-киловаттной СЭРДУ:
1 — контейнер; 2 — вытягиваемые панели солнечных батарей;
3 — крышка контейнера, 4 — раздвижная мачта;
5 — створки панелей;
в — три четырехстворч.атые панели станции “Салют”;
г — станция “Мир-1”
97
вания и фиксации должны обеспечивать как надежное раскры-
тие панелей в условиях невесомости, так и их фиксацию при
неизбежных перегрузках при коррекции орбиты, ориентации,
функционировании космической станции. Большая орбиталь-
ная, станция “Скайлэб” с проектной мощностью солнечных ба-
тарей 25 кВт при своем первом и единственном запуске потеря-
ла одно из двух основных крыльев, а второе заклинило в полу-
раскрытом состоянии и было полностью раскрыто только после
ремонта космонавтами. На больших современных долговремен-
ных орбитальных станциях “Мир-1" и МКС приходится приме-
нять достаточно тяжелые ферменные конструкции для компен-
сации инерционных перегрузок при эволюциях станции: кор-
рекции ее орбиты и ориентации.
В настоящее время предложен целый ряд различных мето-
дов развёртывания и фиксации панелей солнечных батарей
большой мощности. Большие надежды возлагаются на тонко-
пленочные ФЭП, позволяющие существенно улучшить энерго-
массовые характеристики солнечных батарей и облегчить их
развертывание. Основной задачей в их разработке является по-
вышение КПД и ресурса.
Однако повышение мощности солнечных батарей вызывает
проблему, связанную с их коммутацией и токоотводом. При
бортовом напряжении С7Н = 25 4- 32 В уже при мощности 25 кВт
необходимо отводить ток J = 800 -5- 1000 А. В разворачиваемо!*
схеме нужно предусмотреть возможность разворачивания не толь-
ко панелей, но и токопроводящих шин достаточно большого сече-
ния. В КЛА “Алмаз” система коммутации и токовывод составляет
до 20% от массы панелей СБ. Поэтому появляется необходимость
повышения бортового напряжения до Us = 100 4- 200 В, что позво-
лит уменьшить ток и массу системы коммутации в три раза. Это
и предусмотрено для американской части МКС.
В связи с повышением мощности солнечных батарей начали
рассматриваться их схемы с концентраторами солнечной энер-
гии, увеличивающими световой поток на ФЭП. Это позволяет
сократить размеры собственно батареи, уменьшить ее стоимость
и сложность разворачивания. Однако степень концентрации
должна быть оптимизирована. Высокая степень концентрации
приводит к перегреву ФЭП, необходимости использования менее
чувствительных к температуре материалов, например арсенида
галлия, охлаждению тыльной стороны ФЭП, использованию
многопереходных ФЭЦ с повышенным КПД, применению опти-
мизированных развитых коммутационных сеток. В схеме с
параболическим концентратором (рис. 5.11) за счет применения
охлаждения ФЭП низкотемпературной тепловой трубой акаде-
98
мику Ж.И. Алферову удалось, например, повысить плотность
тока до 20 А/см2. Для менее напряженных схем возможно при-
менение пленочных плоских концентраторов, образующих вмес-
те с панелью ФЭП корытообразную конструкцию, что придает
ей дополнительную жесткость. Однако степень концентрации в
таких схемах невелика.
Рис. 5.11. Солнечные батареи
с концентраторами различной формы:
1 — параболический концентратор;
2 — панели ФЭП; 3 — тепловая труба;
4 — плоские пленочные зеркала
Промежуточное положение занимают параболоцилиндричес-
кие схемы концентраторов для ФЭП, выполненные из отдель-
ных плоских лент-зеркал, натянутых на торцевые параболичес-
кие или выполненные по схеме Френеля направляющие. Панель
с ФЭП располагается при этом тыльной стороной к Солнцу и
может, если это допустимо по температурному режиму, иметь
двустороннее покрытие. Параболоцилиндрические схемы (как
это следует из гл. 2) не дают столь больших степеней концент-
рации, как параболические, но для ФЭП даже с той степенью
неточности, которую обеспечивают дискретные плоские ленты,
они вполне достаточны. Разработанные системы с линзами Фре-
неля и с микроконцентраторами, равно как и другие системы с
концентраторами, не показали преимуществ по энергомассовым
характеристикам для космических ЭУ по сравнению с планар-
ными панелями СБ. Однако они могут найти применение в на-
земных системах.
Солнечные батареи широко используются для КЛА самого
различного назначения. Это связано с абсолютной надежностью
источника энергии и простотой самих преобразователей, удобст-
вом модульного набора из них энергетических установок раз-
личного уровня мощности. Стоимость ФЭП достаточно высока
и, по данным зарубежной печати, составляет 2—5 долларов за
1 Вт для наземного применения. Космические солнечные бата-
реи стоят существенно дороже — до 0,767—1,22 млн долларов
за киловатт (767—1220 долл/Вт). Внедрение тонкопленочных
ФЭП, производство электрогенерирующих слоев методом осаж-
дения из газовой или паровой фазы, методом вытягивания из
расплава пленок, позволяющих получать полосы, применение
более дешевых материалов и повышение КПД позволяют сни-
зить эту стоимость и более широко применять солнечные бата-
реи для народного хозяйства.
99
Достаточно давно рассматривается возможность создания на
геостационарной орбите системы мощных солнечных электро-
станций для энергоснабжения Земли. При этом предполагается,
что за пределы Земли будет выноситься как сама электростан-
ция, так и сбрасываемое ею тепло энергетических потерь, что
экологически очень важно. По данным многих вариантов расче-
тов, преимущество имеет станция с солнечными батареями.
Базовый вариант имеет большие геометрические размеры:
5 х 10 км, обеспечивая мощность приемной наземной станции
порядка 5000 МВт. Большие размеры и масса около 50000 т по-
требуют модульной конструкции и нескольких полетов средств
доставки на геостационарную орбиту. Кремниевый вариант
станции имеет общую площадь 55,1 км2, мощность 5 ГВт и со-
держит 128 отсеков по 620 м2 каждый. Отсек складывается из
32 участков с 448 кремниевыми панелями каждый. Панель со-
ставлена из 252 ФЭП толщиной 50 мкм размером
65 х 75 X 0,175 мм, имеющими КПД при 25°С 1] = 17,3%.
Вариант с арсенидом галлия характеризуется более высоким
КПД и меньшей чувствительностью к температуре и радиацион-
ным повреждениям, что позволяет уменьшить площадь, заня-
тую собственно ФЭП, до 26,5 км2 и использовать корытообраз-
ные концентраторы (рис. 5.11) при общей площади конструк-
ции в 55,1 км2.
Экономическая целесообразность создания таких станций
определяется как стоимостью самих ФЭП, так и стоимостью их
доставки на геостационарную орбиту и сборки там станции из
отдельных модулей, что нуждается в дальнейших уточнениях.
В то же время создание менее мощных станций для энергоснаб-
жения различных космических аппаратов позволит накопить
необходимый экспериментальный материал для проектирования
больших энергоцентралей будущего. Заслуживают внимания
предложения дистанционного энергоснабжения КЛА от центра-
лизованной энергетической платформы по лазерному лучу. При
этом приемниками излучения могут служить СБ, настроенные
по ширине запрещенной зоны на частоту передачи и обеспечиваю-
щие высокий КПД преобразования (до 1] = 6 ч- 70%). Вторым пре-
имуществом системы централизованного энергоснабжения являет-
ся возможность избежать теневых зон и, соответственно, тяжелых
аккумуляторов для этих периодов. Лазерная передача может осу-
ществляться непосредственной накачкой лазера в системе кон-
центратор—приемник солнечной энергии или в твэлах ядерного
реактора, минуя энергетическую установку с КПД Ц = 18%.
Увеличение мощности обусловливает определенные требова-
ния и к системе аккумулирования энергии. Традиционные электро-
100
химические аккумуляторы для обеспечения очень больших
энергоемкостей и мощности становятся громоздкими, а их ис-
пользование — нецелесообразным. При необходимости обеспече-
ния энергоемкости более Э=200 кВтч становится целесообраз-
ным использование регенеративных водород-кислородных топ-
ливных элементов с электролизом воды за счет избыточной
мощности солнечных батарей в периоды минимального энерго-
потребления станции и накоплением энергетически активных
компонентов. Это позволяет улучшить энергомассовые характе-
ристики установки в целом, так как основную долю массы
будут составлять не топливные элементы и электролизер, а сис-
тема хранения компонентов.
Энергомассовые характеристики энергетической установки с
солнечными батареями в целом определяются из баланса масс
ее основных подсистем: панелей солнечных батарей, системы ее
развертывания и фиксации, системы ориентации, системы регу-
лирования и аккумуляторных батарей выравнивания графика
энергопотребления:
Afgy = Мс + ЛГф + MQ + Afp + + -^а2 • (5.16)
Массы Мс , и Мо можно выразить через площади пане-
лей и массу, приходящуюся на 1 м панели. В массу подсисте-
мы ориентации Мо войдет дополнительный член, учитывающий
время работы станции тр и расход рабочего тела на ориентацию
1 м2 в единицу времени тс . Масса системы регулирования сло-
жится из минимально возможной массы и члена, зависящего от
уровня мощности Nc . Массы аккумуляторных батарей будут
пропорциональны необходимой для обеспечения теневых участ-
ков орбиты и режимов повышенной мощности на освещенных
участках энергоемкости Эт , Эо и обратно пропорциональны до-
пустимой глубине разряда К3 и удельной энергоемкости приме-
няемых аккумуляторных батарей Э :
»У гл
МЭУ = (Ч + Гф) + (То + «’о Тр) -fo +
/ ч Э, + Эо
+ К.» + Тр у-ТГ • (5-17)
\ J иуд Лз
Преобразовав это уравнение и выразив необходимую поверх-
ность солнечных батарей через солнечную постоянную qc , угол
панелей с нормалью к лучам Солнца (р и КПД солнечных бата-
рей, обеспечивающие заданную среднюю мощность Nc с запасом
резервирования , получим
101
Vc + Y(b + ^o + mc S
ЭУ <7C "П cos Ф
+ yp Wp Nc + Mp.o +
э. Эп
+ q ?7~ + 7* т{~ , (5.18)
*“УД.Т Лз '’уд-т Л3
где необходимая масса буферных аккумуляторных батарей или
топливных элементов определится интегрированием избытка мощ-
ности по графику энергопотребления средней мощности солнеч-
ных батарей с учетом КПД разряда Т| и КПД заряда аккумуля-
торов Т|3 . Этот избыток должен соответствовать располагаемому
интегралу превышения средней мощности минимального энерго-
потребления КЛА, когда и происходит заряд аккумуляторов:
(5.19)
dx .
э _ 1 f
л ПрП3 J ,
& т т
На графике энергопотребления необходимо выбрать харак-
терный участок максимального — т2 или соответствующий ему
участок — т3 минимального энергопотребления таким образом,
чтобы потребности остальных участков перекрывались возмож-
ностями аккумуляторных батарей, рассчитанных по характерно-
му участку. По выражению (5.19) можно определить значение
средней мощности панелей солнечных батарей Nc , обеспечиваю-
щее необходимый график энергопотребления. К этой мощности
должна быть прибавлена мощность заряда аккумуляторных ба-
тарей теневых участков орбиты, определенная ориентировочно
по уравнению (5.15) или, более точно, интегрированием графи-
ка энергопотребления на теневом участке.
Таким образом, зная массы отдельных подсистем, мощность
панелей солнечных батарей, обеспечивающих энергопотребление
в условиях изменяющегося освещения, задаваясь необходимым
резервированием, можно найти необходимые площади, распре-
делить их по панелям и построить как принципиальную, так и
конструктивную схему установки.
Удельная масса установки определится отношением ее
массы к средней мощности и имеет значение только для срав-
нительных оценок, равно как и КПД, так как при реальной
эксплуатации и мощность, и КПД будут меняться по графику
энергопотребления в достаточно широких пределах. Для кон-
кретных разработок имеет значение общая масса, ограничивае-
мая возможностями КЛА, и обеспечение требуемых энергетичес-
ких параметров в соответствии с графиком.
102
Обычно приводимые в литературе значение удельных масс
солнечных батарей от у относятся к отдельно взятым панелям
при КПД ФЭП Т| = 10%, мощности панели на постоянном режи-
ме работы около 0,1 кВт/м"' и массе ус = 5 кг/м2. В ДОС “Алмаз”
удельная масса без учета аккумуляторов составляла у = 290—
500 кг/кВт (начало—конец ресурса) и с аккумуляторами
у=340-672 кг/кВт. Более современные СБ на КА “Ямал-100"
(1999 г.) имеют удельную массу 7=42,5 + 114,5 кг/кВт (без
учета аккумуляторов). Электрическая мощность геостационарно-
го КЛА ”Ямал-200" будет повышена от jV3=1,3 кВт (3,5 на на-
чало ресурса) до = 6,0 кВт (10,93 кВт) или, если рассматривать
удельную массу, 7фэп = 2 + 1 кг/м2 и 7СБ = 4,65 + 4,01 кг/м2.
В перспективных установках за счет роста КПД и примене-
ния прогрессивных технологических и проектных решений эта
величина может быть уменьшена в 2—4 раза. На 1999—2000 гг.
удельная масса перспективных солнечных батарей с угле-
пластиковыми композитными панелями может составлять
7=8 + 16 кг/кВт. Для проектов солнечных энергостанций очень
большой мощности закладываются значения удельной массы до
4 кг/кВт на орбите с учетом всех подсистем, в том числе пере-
дачи энергии на Землю, когда от исходного КПД ФЭП
Т] = 17,3% остается всего 7,1%. В то же время для традицион-
ных схем солнечных батарей удельные массы с учетом всех под-
систем, включая аккумуляторные батареи, могут превышать
указанные в литературе данные в два раза и более.
Глава 6. Энергетические установки с
термоэлектрическими преобразователями энергии
Термоэлектрическое преобразование энергии по своему фи-
зико-энергетическому процессу очень близко к фотоэлектричес-
кому. Можно сказать, что термоэлектрический преобразователь
представляет собой тепловую солнечную батарею, только образо-
вание пар у р - /г-перехода происходит за счет нагрева одного
из спаев. Первые ТЭлП были созданы еще в 1821 г., когда фи-
зические процессы в полупроводниках и твердом теле не были
известны, и это наложило соответствующий отпечаток на по-
строение их теории. Она основана на так называемых эффектах,
подразумевающих экспериментальные закономерности, получен-
ные методом “черного ящика”, без объяснения их физической
сущности.
103
Явление термоэлектрического преобразования было открыто
в 1821 г. Зеебеком. Выделение или поглощение тепла на спае
при прохождении тока обнаружено в 1834 г. Пельтье и в 1838 г.
подтверждено Ленцем. Тепловые эффекты при прохождении
тока в неравномерно нагретых проводниках установлены в 1854 г.
Томпсоном. Уже в 1874 г. были сделаны первые термобатареи
Кламона для гальванотехники.
Новый расцвет ТЭлП начался в 1930—1956 гг., когда в ра-
ботах академика А.Ф. Иоффе были заложены основы теории и
расчета этих преобразователей, а отечественной промышленнос-
тью выпущены термогенераторы (ТЭГ) с ТЭлП: “партизанский
котелок”, “ТГК-2" — приставка к керосиновой лампе, питаю-
щая ламповый радиоприемник, ’’ТЭГ-50", “ТЭГ-300" — генера-
торы катодной защиты магистральных трубопроводов. С разви-
тием атомной техники и радиоизотопных источников энергии
ТЭлП прочно занял место в энергетике маломощных автоном-
ных установок, работающих в полярных областях и космосе.
Простота и надежность этих систем компенсируют их невысо-
кий КПД (4—6%), особенно для установок мощностью в десят-
ки и сотни ватт. В СССР серийно выпускались термоэлектричес-
кие ядерные ЭУ ”Бук" мощностью N3=3 кВт. В проектных раз-
работках США рассматривались мощности до N3 = 40 + 100 кВт
(SP-100). Серийно выпускались радиоизотопные ЭУ с ТЭГ мощ-
ностью до N3 = 150 Вт.
6.1. Термоэлектрическое преобразование энергии
и рабочие процессы, в ТЭлП
В то время как темный спай полупроводников в ФЭП на-
дежно защищен от света непрозрачными коммутационными
шинками, в ТЭлП создать разность энергетических условий
спаев значительно труднее, так как “непрозрачных” для тепло-
проводности материалов не существует. Более того, обычно с
ростом электропроводности теплопроводность материалов также
возрастает. Для создания различия в энергетических условиях
приходится пространственно разносить спаи, увеличивая толщи-
ну полупроводниковых материалов до сантиметра и выше. Низ-
кочастотное тепловое воздействие определяет оптимальную ши-
рину запрещенной зоны полупроводников, существенно мень-
шую, чем ширина запрещенной зоны полупроводников ФЭП.
Более того, в зависимости от рабочей температуры ТЭлП долж-
ны применяться различные полупроводниковые материалы, ши-
рина запрещенной зоны у которых должна быть тем больше,
чем выше температура. Так же, как и для ФЭП, эффективность
104
ТЭлП повышается при использовании каскадных схем преобра-
зователей, когда в области более низких температур располага-
ются низкотемпературные термоэлектрические материалы с
меньшей шириной запрещенной зоны, что позволяет поднять
КПД в два раза и более.
Низкие КПД ТЭлП объясняются тем, что большая часть
тепла, подводимого к горячему спаю, не затрачиваясь на обра-
зование пар носителей, передается теплопроводностью холодно-
му спаю. Поэтому, подбирая термоэлектрические материалы,
необходимо обеспечить соответствующую температуре ширину
запрещенной зоны, т. е. теплоту Пельтье, низкую теплопровод-
ность и одновременно высокую электропроводность. Так как в
период первой половины XX столетия ТЭлП из-за их низкой
эффективности применялись не как источники тока, а для из-
мерения температуры, в качестве энергетической характеристи-
ки их материалов была принята не теплота Пельтье, а коэффи-
циент Зеебека.
Эффект Зеебека, приближенно описывающий термодинамичес-
кий цикл термоэлектрического преобразования (см. рис. 4.3), за-
ключается в том, что в цепи из двух разнородных проводников
возникает ЭДС, пропорциональная разности температур спаев
(Тг - Тх) и коэффициенту их термоЭДС а :
Е = а(Тг-Тх). (6.1)
Если один из проводников — медь, то этот коэффициент на-
зывается коэффициентом Зеебека и имеет табличное значение,
несколько изменяющееся с температурой. Коэффициент термо-
ЭДС равен разности коэффициентов Зеебека используемых мате-
риалов. Так как для термоэлектрических полупроводниковых
материалов с разными типами проводимости коэффициенты Зе-
ебека имеют различный знак, для системы из р- и п-полупро-
водников при определении суммарного коэффициента термоЭДС
их величины не вычитаются, а складываются:
а = аз1 - «Ь2 = +
а»
(6.2)
Как следует из физико-энергетической картины протекания
процессов на р - п- переходе, описанной в разд. 4.1 и 5.1, это
объясняется тем, что при образовании пар носителей в р- и п-
полупроводниках через потенциальный барьер переходят неос-
новные носители, имеющие в разных полупроводниках разный
знак, т. е. обеспечивающие суммарный электронный ток в зоне
проводимости и валентной зоне (“дырки”) в одном направлении.
Качество полупроводников, принятых для ТЭлП, оценивается
комплексным параметром — коэффициентом эффективности з:
105
2
г = (Ч + ап.
1 Рп + "'Ч? Рр
(6.3)
Входящие в z коэффициент термоЭДС а , удельная тепло-
проводность материала X и его удельное электросопротивление
р однозначно определяют величину КПД ТЭлП для оптимально-
го перепада температур, найденного в соответствии с уравнения-
ми (4.24), (4.23) и рис. 4.9. Как следует из этих зависимостей,
для космических аппаратов необходимо поднимать значение
температур, переходя к материалам даже с меньшими z.
В табл. 6.1 приведены некоторые характерные параметры
низко-, средне- и высокотемпературных материалов. Эти пара-
метры существенно зависят от температуры, количества приме-
си, типа полупроводников. Зависимость некоторых параметров
материалов ТЭлП от температуры представлена на рис. 6.1. От-
сюда следует необходимость оптимизировать состав термостолби-
ков в зависимости от температуры и учитывать при этом ее из-
менение (рис. 6.2).
Рис. 6.1. Зависимость параметров термоэлектрических материа-
лов от температуры и количества примесей в РЬТе г
------ примесь мольных процентов PbJ к “п”;
- - - - примесь атомных процентов Na к “р”
Эффект Пельтье, определяющий параметры ТЭлП и пропор-
циональный ширине запрещенной зоны и току, заключается в
106
1 Материал Тип полупроводни ка Добавки Диапазон T, К
BiTe2 I о п BiPb 250—330
BiTe3 Р CuY, AgY 250—330
PbTe п Br+Pb 550—900
РЪТе р Ag, К, Na 550—900
SiCe п P, As 930—1350
SiCe р CaB 930—1350
о
Таблица 6.1
Tzm> к • If3’ к 1 гер If S> К 1 АЕ3 , эВ
300 2,4—2,6 1,7 0,16
300 2,1—2,4 1,5 0,16
300 2,0 1,3 0,25
300 1,7 1,2 0,25
1000 0,8—0,9 0,7 1,1
— 0,6—0,7 0,55 1,о 1
Рис. 6.2. Зависимость коэффициента эффективности 2 низко-,
средне- и высокотемпературных термоэлектрических материалов
от температуры
том, что при протекании тока через спай двух разнородных
проводников выделяется или поглощается тепло, пропорцио-
нальное току и коэффициенту Пельтье Пг :
= Пг J . (6.4)
Приближенно, как это следует из рис. 4.3, разность тепло-
ты Пельтье горячего и холодного спаев определяет ЭДС ТЭлП.
Однако при переходе носителей тока от горячего спая к холод-
ному и обратно происходит энергообмен с полупроводником,
приводящий к термолизации носителей. Этот обмен учитывает-
ся в термодинамическом цикле изменением энтропии, а анали-
тически описывается эффектом Томпсона, который заключается
в том, что при протекании тока через неравномерно нагретый
проводник дополнительно к теплу Джоуля происходит выделе-
ние или поглощение тепла Томпсона:
= (6.5)
Знак тепловыделения устанавливается в зависимости от на-
правления электронного тока: от горячего (выделение) или от
холодного (поглощение) спая.
Используя цикл преобразования (см. рис. 4.3) и абстрагиру-
ясь от влияния теплопроводнос'ги, можно, записав балансы
энергии и энтропии, получить связь всех трех термоэлектричес-
ких коэффициентов Зеебека, Пельтье и Томпсона. Это позволяет
в последующих расчетах использовать только один из них. Ба-
ланс энергии можно записать как
Т
Г
EJ = U J-П J + J •[ }dT . (6.6)
1 Л J 1 р (Ь I 4 '
}
108
Здесь работа цикла, равная произведению ЭДС и тока, оп-
ределяется разностью теплот Пельтье горячего Пг , холодного
Пх спаев и интегралом разности теплот Томпсона .
В дифференциальной форме баланс преобразуется к виду
dE = + (г - dT = adT ,
I j./ f L I
откуда следует первое термоэлектрическое соотношение
с/П
а = тр-тп + -^. (6.7)
Изменение энтропии в замкнутом цикле равно нулю:
т,
Л1Г т
- + JJ n\T~1dT = O (6.8)
или в дифференциальной форме
Подставив сюда Т - из (6.7) и раскрыв производные, по-
лучим второе термоэлектрическое соотношение
П = а Т .
(6-9)
Взяв производную коэффициента Пельтье по температуре и
подставив его выражение из (6.7), получим третье термоэлект-
рическое соотношение
т —• *т —_______Ч' ........
р ч* ~ dT *
(6.10)
Три термоэлектрических соотношения (6.7), (6.9), (6.10) по-
зволяют в последующих теплоэнергетических расчетах, учиты-
вающих уже помимо теплоты Пельтье и теплопроводность,
тепло Томпсона и выделение тепла Джоуля на внутреннем со-
противлении, использовать только один из термоэлектрических
экспериментальных коэффициентов. Тепло рекомбинации пар
невелико по сравнению с потерями теплопроводности и обычно
не учитывается. Влияние рекомбинации на ЭДС аналогично
влиянию в ФЭП (см. рис. 5.3).
6.2. Расчет параметров преобразователя
Точный расчет параметров ТЭлП сложен, так как должен
учитывать изменение характеристик полупроводниковых матери-
алов по высоте термостолбиков реального состава с соответствую-
109
щими (проценты и доли процента) акцепторными и донорными
примесями, разброс состава которых в технологии неизбежен.
Для оценки порядка параметров ТЭлП и тенденции измене-
ния его характеристик можно упрощенно принимать свойства
термоэлектрических материалов при их средней температуре,
впоследствии уточняя упрощенную аналитическую методику
расчета при разработке программы для ЭВМ.
Задавая в соответствии с техническими возможностями при-
меняемых конструкционных материалов, теплоносителей, источ-
ников энергии верхнюю температуру цикла Тг , можно подо-
брать соответствующие этой температуре термоэлектрические
материалы. Вблизи горячего спая должны образовываться пары
носителей, определяющие характеристики ТЭлП, и ширина за-
прещенной зоны должна соответствовать Тг .
Нижняя температура Тх определяется по минимуму массы
всей энергетической установки приближенно близка к
Тх ~ 0,6Тг . Тогда по средней температуре можно оценить удель-
ные сопротивления и теплопроводность р и % термостолбиков, а
также коэффициент термоЭДС по выражению (6.2), коэффици-
ент эффективности z — по (6.3).
Развиваемая ТЭлП ЭДС определится по формуле (6.1), а ток
— из уравнения (4.5). Оптимальный режим ТЭлП по его вольт-
амперной характеристике 3 (см. рис. 4.4) близок к режиму мак-
симальной мощности и определяется соотношением наружного
Ян и внутреннего /?в сопротивлений тп или электрическим КПД,
однозначно связанным с ним соотношением (4.7). Преобразовав
(4.5) с учетом (6.1) и (4.7), получим
а (Т - Т \
J = R (1+~т) = °' Гг ~ Т*}(1 ~ Д° 1 (е’П)
хг V-*- nb) < J
и полезную мощность ТЭлП
ArS = J'2j:!H = “2frr-rx
m
(1 -I- m)2
9 / \2 1
= « . (6.12)
Подводимое к горячим спаям тепло складывается из тепла
Пельтье Qn , утечек теплопроводности и части тепла Джоу-
ля, возвращаемого из термостолбиков горячему спаю 0,5JR .
Заменяя коэффициент Пельтье в соответствии со вторым термо-
электрическим соотношением (6.9) и выражая внутреннее со-
110
противление, как и теплопроводность термостолбиков, через их
геометрические размеры длину I и площадь F, получаем
F X F А
. 1Р
л
- O,5J2
Pn ln
F,.
. (6.13)
F
Р
Для упрощения здесь принята средняя величина а и не уч-
тено тепло Томпсона, его выделение в n-столбике компенсиру-
ется поглощением в р-столбике. Коэффициент 0,5 при члене,
учитывающем джоулево тепловыделение, выбран в предположе-
нии, что оно поровну распределяется между горячим и холод-
ным спаями.
Из отношения (6.12) к (6.13) определится КПД ТЭлП. Со-
кратив числитель и знаменатель на член аТг J с учетом (6.11),
получим выражение КПД, приняв Zn = , F„ = F„ , Sn = S„ и вы-
If IL IJ il Lf /L
(X2
—-=s через коэффициент эффективности:
pA
разив комплекс
Т >
X
т
г
. (6.14)
_ 14 , ТП + I
(пг + I) I +.....~т
-0,5 1-
1
тп -I- 1
т
__X
Используя зависимости КПД цикла Карно (4.22) и
ческого КПД (4.7), упрощаем уравнение:
П = Пк %
1 V1
" 1 - 0,5цк (1 - цэ)
электри-
(6.15)
Если оптимальный КПД цикла Карно Т|к = 35 40% и соот-
ветствующий режиму Nmax Т)э = 50%, то коэффициент эффектив-
(X2 _ з
пости z = —— ~ 10“ снижает КПД ТЭлП еще в 5—7 раз, поэтому
рА.
разработка термоэлектрических материалов с высокими z край-
не актуальна. Режим максимального КПД находится при несколь-
ко больших значениях напряжения (Г|э > 0,5, m > 1), чем режим
N = max. Взяв производную уравнения (6.14), можно найти
jn = Vl + zT ,
опт Ncp ’
(6.16)
где Tcp = 0,5№ +T k
Зная величину бортового напряжения, температуры Тг и
Т , выбрав материал термостолбиков и режим ТЭлП по пг или
111
Ц , можно определить число последовательно включенных
ТЭлП в ТЭГ:
LT (т + 1)
= ------«------= ------, (6.17)
1 ос (ТТ - Т.Л Т| К а(Т - Т А пг К
II Л I О J-L ( 1 Л. 1 XI
где Кп — коэффициент потери напряжения на коммутационных
шинах. По средней мощности ТЭГ, задав число параллельных
цепей п2 , имеем ток в цепи:
Л - rrN . (6.18)
2 «2
Из выражений (6.17) и (6.18) можно найти внутреннее со-
противление ТЭлП, что позволит определить его геометрические
размеры:
Е1 (1 - Т| ) а — п2
= = J’ <6’19>
где С7н — напряжение в сети энергоснабжения; — мощность
всех параллельных цепей ТЭГ. В то же время внутреннее сопро-
тивление цепи из одной пары р- и п-термостолбиков
Дв
п1
Минимальное произведение теплопроводности термостолби-
ков и их электрического сопротивления соответствует условию
lp Fn \l\i Рп Fn / ч
р « Лр Рр - р < )
Подставляя (6.20) в уравнение (6.19), найдем необходимое
отношение
= а Гг - 01 - Пэ) *4 п2
(6.21)
Выбирая длину термостолбика по конструктивным сообра-
жениям компоновки в ТЭГ, нетрудно найти требуемое сечение,
112
которое из соображений прочности целесообразно распределить
между параллельно включенными термостолбиками удобных
размеров. Зная размеры тг-термостолбиков, из (6.20) можно
найти I и Fp . Часто принимают 1р~1
при размещении ТЭлП в ТЭГ. Рас-
крывая в (6.12) jRb через р , I, F, от-
метим, что удельная мощность растет
при падении Z, а КПД падает. Более
точные оценки дают зависимости,
приведенные на рис. 6.3.
Зная КПД ТЭлП по выражениям
(6.14) или (6.15) и полезную мощ-
ность ТЭГ, нетрудно найти требуемую
тепловую мощность источника энергии
QT = N, (ПК,.) \ (6.22)
где учитывает потери тепла на
утечки мимо пакетов ТЭлП. При ис-
пользовании радиоизотопных источ-
ников следует также учесть запас на
Рис. 6.3. Влияние длины
термостолбиков на КПД
и удельную мощность
ТЭлП (Тр = 723 К,
Тх- 573 К, z= 0,5 10
тепловое регулирование в соответствии с рис. 2.10. Вследствие
низкого КПД ТЭлП тепло, отводимое к холодильнику-излучате-
лю, близко к Qr :
• (6-23)
Удельные тепловые потоки при этом определятся по Fn и F :
F +F ’
L П ' Р
Qx
F + F '
п р
Зная толщины коммутирующих шин, электроизоляции,
конструкционных стенок, можно определить температуры ис-
точника энергии и теплоносителей систем охлаждения Уох и на-
грева Тэ ТЭлП:
5
>
т =т +2i_
3 г X
7Х 8
т = т +
ОХ X а
(6.24)
113
Для точного расчета необходимо составлять программу для
ЭВМ с учетом распределения температур по источнику’, каналам
теплоносителя, конструкционным элементам.
Мощность на собственные нужды энергоустановки обычно
берется от специальных секций ТЭГ, скоммутированных на не-
обходимое напряжение, например низковольтное питание
электромагнитных насосов прокачки теплоносителя. Они долж-
ны быть учтены отдельным расчетом на свои значения Us и N.
Необходимые добавки мощности источника энергии и системы
ff
1070---------
75°/оРЛе
590----------
75%В1гТ«з
75%Bi2S^
$00
р
75%ЗЬгТвз
9$№Те
$%87г7е3
90%Ge7e
930
730
530
НК
Рис. 6.4. Схема каскадного
• ТЭлП
охлаждения учитываются при расче-
те энергетической установки в
целом.
Существенное улучшение парамет-
ров ТЭлП можно получить при ис-
пользовании каскадных схем преобра-
зователей. Для ТЭлП с объединенной
нагрузкой (рис. 6.4) требуются согла-
сование каскадов по температуре,
току, тепловым потокам с учетом теп-
лот Пельтье на границах каскадов.
Это должно приводить к необходимос-
ти оптимизации длин и сечений кас-
кадов, обеспечения минимальных
тепловых сопротивлений на грани-
цах каскадных столбиков.
Условие постоянства тока в каскадах определится из (6.11)
заменой через р , X, F, а затем z, что позволит в свою оче-
редь выразить ГГг - через тепло Q^. , передаваемое теплопро-
водностью 4
- I ДД \
1 a. (m. + 1) '
(6.25)
Так как в смежных каскадах близки, требование опти-
мальности ТЭлП заставляет при подборе материалов каскадов
г- 2!
соблюдать постоянство отношения — по высоте термостолбиков.
Разбив температуры на шаговые интервалы по 10—30 К и оп-
ределив средние значения параметров материалов, находят рас-
пределение теплоты Джоуля и Томпсона и согласуют тепловые
потоки теплопроводности Q^. по стыкам с учетом поглощения
или выделения теплот Пельтье. При тепловом согласовании
учитываем, что Qv = QT,
xi 11 + 1
114
Тогда с учетом (6.25) можно определить мощности и КПД
каждого каскада и всего ТЭлП в целом. Преобразуя (6.12) ана-
логично (6.25), получаем выражение мощности каскада:
QXi s . XTf mi
N< = * ;\2 - = (i - пэ) - (в.26)
(mf + 1)
Методы расчета каскадных ТЭлП достаточно сложны и из-
лагаются в специальной литературе. Увеличение числа каскадов
приводит при идеальных оценках к возрастанию КПД в 2—3
раза. Для каскадов батарей или ТЭлП с раздельными нагрузка-
ми каскадов согласование по току не производится.
6.3. Характеристики термоэлектрических
преобразователей
В отличие от ФЭП термоэлектрический преобразователь не
ограничен по носителям тока. Поэтому вольтамперная характе-
ристика ТЭлП имеет вид, показанный на риС1 4.4, и определя-
ется его ЭДС и постоянным внутренним сопротивлением
Вв - const. Носителей тока достаточно потому, что тепловые по-
токи через горячий спай ТЭлП велики и с избытком обеспечи-
вают образование пар носителей, а КПД составляет всего
Т| = 4 -н 6% (в наземных ТЭГ, не ограниченных по температуре
Тх до 16%). Малый КПД определяет и малые плотности тока,
использующие только частичный отвод образующихся носителей
через полезную нагрузку.
Режим максимальной мощности ТЭлП при этом определяет-
ся соотношениями (4.8)—(4.12), а максимального КПД —
(6.16). Крутой наклон прямолинейной вольт-амперной характе-
ристики ТЭлП (рис. 6.5) приводит к достаточно резким измене-
ниям напряжения при неравномерных по времени графиках
энергопотребления. На эту неравномерность может накладывать-
ся падение тепловыделения источника при использовании доста-
точно мощных, но короткоживущих изотопных топлив типа
210Ро. Поэтому для обеспечения заданного допуска по напряже-
нию бортовой сети необходимо принимать меры, выравниваю-
щие характеристики ТЭлП. Тепловыделение источника регули-
руется изменением тепловых сопротивлений и шунтов, перепус-
кающих избыточное тепло мимо ТЭлП. Для сглаживания гра-
фика энергопотребления могут использоваться аккумуляторные
батареи, которые маломощный ТЭГ, питаемый радиоизотопным
источником энергии, заряжает в продолжительные периоды ми-
нимального энергопотребления КЛА. Выбор размеров ТЭГ и ак-
кумуляторных батарей может быть сделан на основании расчета
115
вольт-амперных характеристик, необходимых для обеспечения
заданного графика энергопотребления и допуска на изменение
напряжения в бортовой сети. Выбрав по графику энергопотреб-
ления наиболее характерный участок минимального и макси-
мального энергопотребления, перекрывающий по необходимой
энергоемкости остальные участки, задаем режимы требуемой
минимальной и максимальной мощности и - На гра-
фике рассчитываемых необходимых вольт-амперных характерис-
тик (рис. 6.5) откладываем допустимый интервал отклонений
бортового напряжения Z7min и U х . При простейшей параллель-
ной коммутации ТЭГ с аккумуляторами режим максимальной мощ-
ности будет соответствовать Un,. и = N+ N . а режим ми-
нимальной мощности — Gr1„nv и + N „ , где N — мощ-
ность ТЭГ в режиме допустимого интервала U; N& — мощность
разряда; N&3 — мощность заряда аккумулятора:
N
т min
“ тт ;
max
N
т — max
(6.27)
Рис. 6.5. Волып-амперные характеристики ТЭГ с ТЭлП
совместно с аккумуляторной батареей
По полученным точкам и , U- можно по-
строить линеаризированный участок вольт-амперной характе-
ристики энергосистемы с ТЭГ удовлетворяющий заданным тре-
бованиям. Средняя мощность у ТЭГ выбирается по уравнениям
(5.17) так же, как это делается и для солнечных батарей. Если
принять ее равной максимальной мощности ТЭГ по его вольт-
амперной характеристике в режиме максимального энергопот-
ребления КЛА, то
116
Nc = N^x.r,
(6.28)
и можно найти максимальный ток ТЭГ:
Ne
Т2 U .
шп
(6.29)
Минимальный ток ТЭГ определится из подобия треугольни-
ков OEJK 3 вольт-амперной характеристики ТЭГ и построенного
на катете Um=U -, откуда следует
^Т2
К« о
(6.30)
Так как J = -х- , то = R 1 . По условиям (4.10)—(4.12)
к*3 Л1 в
имеем Лв = . Учитывая, что JRH = Nc , преобразуем (6.30),
выражая минимальный ток ТЭГ:
J'1'2 / ч Г ^пйхЛ
2-7^ ’ <6-31>
с \ J min max ,
По точкам J , С7 v и , П..,. строим необходимую для
КЛА вольт-амперную характеристику ТЭГ. Линеаризированный
участок вольт-амперной характеристики аккумуляторной бата-
реи получится из условий J , П х и J , U . , где величи-
ны токов разряда J и заряда У определятся из выражений
СХ * IJ XX • v
(6.27)—(6.30):
<р = ^2~^2; (6.32)
Зная необходимую форму вольт-амперных характеристик,
обеспечивающую заданный график энергопотребления, можно
по соответствующим методикам рассчитать параметры, размеры
и массу термогенератора и аккумуляторных батарей. Если бу-
ферные аккумуляторные батареи отключены и не предусмотрено
шунтирование избыточной мощности на реостатах или другой
системы регулирования, напряжение ТЭлП и ТЭГ в целом вый-
дет за пределы, обусловленные допуском (в соответствии с
вольт-амперной характеристикой). Регулирование напряжения в
цепи ТЭГ с помощью аккумуляторных батарей характерно для
маломощных радиоизотопных ЭУ. В ядерных энергоустановках
это оказывается невыгодным, так как дополнительная масса ак-
кумуляторных батарей оказывается больше, чем увеличение
117
массы ЯЭУ при ее переразмеривании до уровня максимальной
мощности. Избыток мощности при необходимости расходуется
на реостатах в контур холодильника-излучателя. Вследствие
низкого КПД ТЭлП это незначительно влияет на его температу-
ру. Неравномерный график энергопотребления не вносит суще-
ственных изменений в типичную для тепловых энергетических
установок зависимость их относительной массы от отношения
температур цикла.
Как следует из рис. 6.6, минимум массы, определяемый со-
отношениями (4.23) и (4.24), рис. 4.9, достаточно пологий. Это
позволяет в случае необходимости, например, уменьшать габа-
риты холодильника-излучателя и отклоняться от рекомендован-
ных параметров без большого проигрыша в массе полезного
груза. Рост энерговооруженности КЛА, т. е. увеличение Nc ,
ведет к повышению доли массы энергоустановки Мэ в массе
Тх
КЛА. Резкий рост Мэ при малых вызван увеличением по-
1 г
Тх
верхности излучателя, а при ” -> 1 — падением КПД (1] -» 0).
1 г
Влияние остальных подсистем энергетической установки сдвига-
Тх
ет оптимум от -~=0,75, характерного для холодильника-излу-
1 г
Тх
чателя, в сторону больших КПД, т. е. к —- = 0,6.
1 г
Рис. 6.6. Влияние отношения
температур цикла на относительную
массу эергетической установки с ТЭлП
КЛА различной энерговооруженности N
(nPU ^max^min = 5 U ^e/^rnin = 2)
Изменение отбираемой мощности влияет и на тепловые ха-
рактеристики установки с ТЭлП. Снижение N приводит к
уменьшению тока J и росту С7Н Е. При этом будут умень-
шаться Qn.r/Qn.x теплоты Пельтье и джоулево тепло, что при-
водит при постоянном Q к возрастанию Г , Г и ДТ. Рост
* АЛ А
118
скомпенсирует баланс энергии ТЭлП, а рост Тх позволит увели-
чить теплоотвод по системе охлаждения. Ввиду невысокого
КПД ТЭлП происходящие изменения в балансе тепла и темпе-
ратурах невелики.
Увеличение Nc , т. е. уменьшение , приводит к росту J
и падению . Пройдя максимум, мощность N снова уменьша-
ется, но растут Qn г , х и Qp , что при постоянном Qr сопро-
вождается некоторым падением Тг , ростом Тх , т.е. снижением
АТ и Е.
Уменьшение 0г вследствие деградации источника энергии
приводит к практически пропорциональному падению Qx , что
при постоянных размерах холодильника-излучателя вызовет
снижение температур Тх и Тг , уменьшение , ЭДС и тока
ТЭлП. При этом без специальной регулирующей аппаратуры
поддержать бортовое напряжение КЛА можно лишь за счет сни-
жения мощности Nc , так как по сравнению с режимом макси-
мальной мощности ТЭлП имеет двукратный запас по напряже-
нию. Если сохранять постоянной, повышая мощности раз-
л Л»
ряда аккумуляторных батарей, в соответствии с уравнениями
(5.17) потребуется увеличивать периоды их заряда и уменьшать
периоды разряда.
Повышение Тх вследствие изменения условий облучения
холодильника-излучателя Солнцем, отключения или выхода из
строя его отдельных секций при Qr = const должно приводить к
одновременному повышению Тг и ухудшению характеристик по
мощности ц напряжению, так как с повышением температуры
параметры термостолбиков z, а , р , А будут отклоняться от оп-
тимальных значений.
6.4. Разработка энергетических установок с ТЭлП
При сборке ТЭлП в составе модуля ТЭГ используются как
плоскопараллельные (рис. 6.7,а), так и коаксиальные схемы
соединений (рис. 6.7,б,в). Теплоноситель, йротекая по трубам
радиальной (рис. 6.7,6) или (рис. 6.7,а) осевой сборки, нагрева-
ет горячие спаи термостолбиков. При осевой или плоскопарал-
лельной сборке термостолбики зажимаются между соответству-
ющими горячими и холодными ребрами.
Радиальная сборка характерна для радиоизотопных устано-
вок небольшой мощности 2V = 3-ь 150 Вт. На рис. 6.8 показана
схема такой установки. Размеры и площадь поверхности блока
источника энергии определяются расчетом суммарного сечения
119
Рис. 6.7. Схема расположе-
ния ТЭлП в модуле ТЭГ:
а — плоскопараллельная;
б — трубчатая коаксиальная;
в — трубчатая осевая
термостолбиков, обеспечивающих
заданные электрическую мощность
и напряжение.' Поверхность внеш-
него корпуса и охлаждающие его
дополнительные ребра должны обес-
печить отвод излучением тепла Qx ,
определенного выражением (6.23).
При расчете необходимо учитывать
тепловые сопротивления промеж-
уточных стенок и изоляции, а
также утечки тепла помимо термо-
столбиков, решая трехмерную за-
дачу для тела сложной формы и
состава с внутренним источником
тепла и внешним теплоотводом из-
лучением. Площадь поверхности
ребер холодильника-излучателя 3 (рис. 6.8) рассчитывается с
учетом снижения температур по ребру и взаимного переизлуче-
ния ребер. Приближенно оценку размеров ребер можно сделать
по условной цилиндрической поверхности, описывающей внеш-
ние кромки ребер, при осредненной их температуре.
Рис. 6.8. Схема радиоизотопного ТЭГ
типа SNAP-19:
1 — источник энергии;
2 — термостолбики;
3 — ребра излучателя (6 шт);
4 — теплоизоляция;
5 — корпус;
6 — термовыводъь к полезной
нагрузке
Установки больших мощностей рассматриваются обычно с
ядерным реактором как источником тепла. Впервые в 1964 г.
такая установка “Ромашка” была создана и испытана советски-
ми учеными. Она развивала электрическую мощность порядка
N3 = 800 -г 500 Вт и была выполнена по радиальной схеме. Не-
сколько. позже ядерная установка той же мощности с ТЭлП,
расположенными на холодильнике-излучателе SNAP-10A, была
запущена США в космос (см. рис. 1.11,а}. В настоящее время
имеется целый ряд разработок и проектов ядерных установок с
ТЭлП мощностью 1—25 кВт. Серийно (до 30 шт.) выпускалась
120
российская ядерная ЭУ “Бук” мощностью Аэ = 3 кВт, близкая
по параметрам к модулю проекта 25-киловаттной установки
США. Типовая тепловая схема модуля такой установки представ-
лена на рис. 6.9. Контур жидкометаллического теплоносителя
передает тепло от реактора двум блокам термоэлектрических
генераторов, обеспечивающим раздельное энергопитание по-
лезной нагрузки и собственных нужд — электромагнитных на-
сосов прокачки N теплоносителя. Используя баланс энергии,
можем записать расходы теплоносителя в горячем и холодном
контурах:
q э д
г т|с АТГ
(6.33)
где с — теплоемкость теплоносителя; АТГ — перепад температур
теплоносителя в контуре.
Рис. 6.9. Тепловая схема, одного из четырех модулей
25-киловаттной ядерной энергетической установки с ТЭлП
Оптимизируя массу энергоустановки в целом, можем опре-
делить расход теплоносителя, требующий затрат мощности на
насосы. Увеличение перепада температур АТГ позволяет сни-
зить расход, но ухудшает характеристики установки из-за сни-
жения температур в ТЭлП и холодильнике-излучателе.
Аналогично для контура охлаждения холодных спаев ТЭлП
запишем
(6.34)
Оптимизация установки (рис. 6.9) определяет перепад тем-
ператур в контурах порядка АТ = 110 К при удельной теплоем-
кости теплоносителя NaK с = 0,906 4- 0,956 кДж/(кг • К)
(Т = 900 4- 600 К), что потребует затрат 7% полезной мощности.
На рис. 6.10 показана схема установки, включающая четыре
121
модуля (см. рис. 6.9). При общей ее массе порядка 10000 кг
масса радиационной защиты предполагалась 6350 кг, в то
время как массы реактора, ТЭГ, холодильника-излучателя и
каркаса составляли приблизительно по 330—550 кг каждая, что
на порядок меньше. Достаточно большие доли массы по 200—
400 кг приходятся на насосы, трубопроводы, электрические про-
вода. Следует отметить, что в схеме, изображенной на рис. 6.9, в
три раза занижена мощность насосной секции ТЭГ — 9.6 теп-
ловых кВт вместо 33—50 кВт. Соответственно, это скажется и
на тепловой мощности секции реактора: она увеличится до
Qr= 178 + 195 кВт. Поверхность холодильника-излучателя опре-
делится соотношением
(6.35)
где учитывает изменение температур теплоносителя в холо-
дильнике-излучателе:
{(Т-^/Тг)3 - 1)
(6.36)
kz учитывает изменение температур в оребрении трубок холо-
дильника-излучателя, k2 - 0,85 -s-0,8, а Т2 ~ - ДТ — падение
температуры по длине трубок.
Рис. 6.10. Ядерная энергетическая
установка N = 25 кВт:
1 — приводы регулирующих
барабанов;
2 — реактор;
3 — нейтронная защита LIH;
4 — у-защита РЪ;
5 — модули ТЭГ (4 шт.);
6 — переходной конус;
7 — холодильник-излучатель;
8 — теплозащитная оболочка;
9 — ЖРД вывода в конце
ресурса
Разрабатываются ядерные энергетические установки с ТЭлП,
в которых жидкометаллические контуры заменяются тепловыми
122
трубами. Это позволяет резко снизить массу теплоносителя, так
как теплота испарения достаточно велика, а конденсация с от-
дачей тепла горячим спаям ТЭлП происходит при малых пере-
падах температур. Перенос тепла паром теплоносителя от источ-
ника тепла ограничивается гидравлическими характеристиками
паропровода, тепловыми потоками на участках теплоподвода —
испарения и теплоотвода — конденсации, а также характерис-
тиками системы обратного тока конденсата к зоне испарения.
Прокачка конденсата обеспечивается капиллярными силами по-
ристой структуры зоны испарения, которые должны быть боль-
ше потерь давления в паропроводе и каналах подачи конденса-
та. Поэтому на транспортном участке тепловой трубы иногда
капиллярная структура заменяется артериальной трубой, имею-
щей существенно более низкое гидравлическое сопротивление.
Использование тепловых труб не требует дополнительных затрат
мощности на насосы и облегчает запуск установки в космосе.
Температуру тепловых труб холодильника-излучателя можно
считать постоянной = Т2 • Однако в коллекторе, обогреваю-
щем тепловые трубы, температура может изменяться, что сле-
дует учитывать.
Как следует из рис. 6.10, энергетическая установка во
время запуска прикрыта теплозащитной оболочкой. Помимо
внешней защиты в период выведения эта оболочка выполняет
еще одну функцию — сохраняет температуру жидкометалличес-
ких контуров и тепловых труб, предохраняя их от замерзания.
При выборе теплоносителя этот фактор имеет достаточно боль-
шое значение. Использование в контурах Na-K эвтектики с
Тдл = 262,15 К, несмотря на худшие, чем у лития теплофизи-
ческие характеристики, часто оказывается предпочтительным.
Для лития Тпл = 453,69 К, что выше равновесной околоземной
температуры конструкций в космосе (То ~ 335 К). Теплоноси-
тель тепловых труб определяется их рабочей температурой в
соответствии с давлением насыщенного пара. Для температур
Т = 1000 К, оптимальным является натрий.
Энергоустановки с радиоизотопными источниками энер-
гии, наоборот, нуждаются в отводе тепла до выхода на рабо-
чий режим, так как радиоизотопную ампулу выключить невоз-
можно. Они достаточно широко используются для КЛА, напри-
мер в нечетной серии SNAP, для ИСЗ связи, автоматических
станций и т. д. Заправка радиоизотопного источника в ТЭГ
производится непосредственно перед запуском на стартовой
позиции.
123
Глава 7. Энергетические установки с термоэмиссионными
преобразователями энергии
Эффект термоэмиссионного преобразования тепловой энергии
стал известен еще в 1883 г. как “эффект Эдиссона”. Он был об-
наружен, когда в электрических лампах с основной и запасной
нитями накала, на не включенной в сеть запасной нити возникал
потенциал, пропадавший при выключении основной нити.
Однако начало изучения и практического применения этого
эффекта в энергетике относится к 50-м годам нашего столетия,
когда академиком А.Ф. Иоффе и его сотрудниками была опуб-
ликована первая теория вакуумного ТЭП, развитая впоследст-
вии советскими учеными для сложных плазменных режимов. В
1968 г. были опубликованы результаты испытаний первой в
мире ядерной термоэмиссионной установки “Топаз”. Это выдаю-
щееся достижение отечественной техники привело к разработке
ТЭП во всем мире. В 1988 г. на 800-километрововй орбите были
проведены летные испытания двух российских ЯЭУ “Топаз-1”
мощностью 6 кВт и ресурсом порядка одного года.
При разработках установок с встроенным в ядерный реактор
ТЭП-реакторов-генераторов, когда роль эмиттера — нагретой до
высокой температуры Тг = 1800 4- 2000 К нити накала — играет
тепловыделяющий элемент с ядерным горючим, а коллектора -
окружающая эмиттер через промежуток порядка долей милли-
метра “холодная” (Гх = 1000 К) оболочка, возник целый ряд
технических трудностей. Они привели к углубленным проработ-
кам установок второго и третьего поколений, которые должны
обеспечить достаточно высокие КПД до р = 18 -г- 22% (вместо со-
временных р = 10-^12%) и ресурс до пяти и более лет. В от-
дельных экспериментальных образцах были получены такие КПД
и плотности тока j = 20 -г- 40 А/см2 при Е = 2 В. Высокая темпе-
ратура эмиттеров локализована в активной зоне реактора и отно-
сится к механически ненагруженным элементам. Вся установка
работает при нижней температуре цикла, которая уже освоена
для других типов установок и в тоже время достаточно высока,
чтобы существенно уменьшить размеры и массу холодильника.
7.1. Термо эмиссионное преобразование
в идеальном вакуумном ТЭП
На поверхности эмиттера ТЭП, представляющей границу
между металлом и вакуумом, условия характеризуются энерге-
тической диаграммой (рис. 7.1). Связанные электроны располо-
жены относительно ионов на определенных разрешенных энер-
124
гетических уровнях, а свободные электроны проводимости при
Т = 0 заполняют уровни энергии, самый верхний уровень носит
имя Ферми. Из-за электростатического взаимодействия с иона-
ми, для того чтобы уйти за пределы поверхности металла в ва-
куум (эмитировать), электрон должен обладать избыточной по
сравнению с уровнем Ферми кинетической энергией, которая
называется работой выхода:
е(р = Е7.-Яф. (7.1)
Рис. 7.1. Энергетическая диаграмма
эмиссии электронов из металла:
1 — энергетический уровень Ферми;
2 — энергия электронов проводимости;
3 — энергия связанных электронов;
4 — положение ионов металла
Граничная зона, в которой электростатическое притяжение
оказывает заметное влияние, очень невелика и составляет около
10“ 7 м, поэтому можно принимать ступенчатое изменение энер-
гетического состояния электронов при их эмиссии. Если при аб-
солютном нуле температуры наиболее высокая энергия электро-
нов соответствует уровню Ферми и эмиссия невозможна, то при
высоких температурах часть их обладает более высокой энер-
гией в соответствии с законом распределения энергии Ферми—
Дирака, как это представлено на рис. 7.2 и уравнением
f(K) dE =
dE
1 + exp
где f(E) dE — количество электронов на
единицу объема в диапазоне энергий dE ;
тр — масса электрона; е — заряд электро-
(7-2)
№)
Ео Е
Рис. 7.2. Распределе-
ние электронов по
энергиям в металле
в зависимости от
температур ы
на; h — постоянная Планка; 0 = kTe~ 1 —
эквивалент температуры, В; k — постоян-
ная Больцмана; Т — температура эмитте-
ра. Электроны, обладающие скоростями в
направлении нормали от поверхности
f Ei \°>5
выше 2 I ---------
о
, т. е. энергиями свыше 0,5Е£
покинут металл.
125
Заменим Е в (7.2) на 0,5те с2 и 4лс2 de на dudvdw , тогда плот-
ность потока электронов с составляющими скорости du опреде-
лится как
X ехр
те
е©
2 2
+ V + W
(7-3)
udu .
Е-Еф
Так как Е > Е<, имеем 1 <--~— и при выводе пренебрега-
1 е©
ем единицей в знаменателе выражения (7.2). Плотность тока эмис-
Z 2£ло,5
сии получим интегрированием выражения (7.3) по и > I -1 :
js = - е j uf(u)du = А3Т2 exp
(ZE/rnf’"
(7-4)
Постоянный коэффициент уравнения Ричардсона — Дэшме-
на зависит только от физических констант и носит название по-
стоянной Зоммерфельда, он одинаков для всех катодных мате-
риалов эмиттеров:
4пет„ k2 „
А =----1-----= 1 2 • 106
3 h3
2 тг2 *
м • К
(7.5)
В то же время работа выхода еф различна для различных
материалов и зависит от температуры. Если принять зависи-
мость
ф = (р0 + аТ + ...,
(7-6)
то, подставив это выражение в (7.4), после преобразования по-
лучим более удобную для практического использования форму
уравнения, где Ар — постоянная Ричардсона зависит от материала
эмиттера и наряду с первым членом работы выхода ф0 является
табличной постоянной для данного материала величиной:
А
j8 = Ар Т2 ехр
kT
(7.7)
126
Величины Ар и ф0 определяются экспериментально и учиты-
вают эффекты отражения у поверхности, туннельный эффект,
влияние электрического поля, соответствуют конкретной партии
материала (наличию примесей, покрытий, ориентации граней
монокристаллов). Измеряя ток между нагретым до различных
температур материалом исследуемого эмиттера и коллектором в
вакууме и изменяя приложенное к электродам напряжение 17,
можно найти ток термоэлектронной эмиссии по изменению ха-
рактера зависимости j = f(U) . При j < js эта зависимость прямо-
линейна. Она определяется отбором за счет внешнего поля эми-
тированных электронов, которые ограничивают своим простран-
ственным зарядом дальнейшую эмиссию, и пропорциональна
приложенному напряжению. Однако при j > js плотность тока
будет ограничена током термоэлектронной эмиссии. Некоторое
его увеличение возможно только за счет автоэлектронной эмис-
сии эффекта Шоттки, когда работа выхода снижается за счет
приложенного потенциала (ср - ДС7). Зависимость тока от напря-
жения становится более пологой, отклоняясь от прямолинейно-
го закона. По точке перегиба этой зависимости можно найти
ток ц. Записав уравнение Ричардсона—Дэшмена для двух (или
более) температур, можно найти две неизвестные величины Ар
и ср0. Для упрощения выражений опускаем индексы при этих
величинах, так как во всех дальнейших соотношениях исполь-
зуется только А и (р.
В табл. 7.1 приведены значения постоянной Ричардсона (ве-
личины А) и приведенной работы выхода для материалов, ис-
пользуемых в ТЭП.
Таблица 7.1
Металл Re W Мо Nb Ва Cs W+ Cs W + Cs + 0
А 2 TZ2 см • К 200 53 60 57 60 162 140 140
е(р, эВ 4,10 4,54 4,30 3,99 2,Ю 1,81 1,40 >1,0
Металлопленочные покрытия эмиттеров, особенно с точно
дозированными добавками примесей, например кислорода, су-
щественно уменьшают работу выхода, что позволяет повысить
характеристики ТЭП.
127
Если в межэлектродном пространстве ТЭП осуществляется
прямопролетный режим, т. е. длина свободного пробега электро-
на больше межэлектродного расстояния Хе > 8 и электронов в за-
зоре мало, то, пренебрегая в этом случае пространственным за-
рядом, можно, используя идеальное распределение потенциала
(рис. 7.3), записать баланс плотностей эмиссионных токов
электродов (эмиттера “э” и коллектора “к”): при торможении
электронов полем (режимы, близкие ЭДС в идеальном ТЭП)
i = /»э - = Л гз ех₽
- 4к гк ехР “ kT
(7.8)
при ускорении электронов полем (режимы, близкие короткому
замыканию ТЭП)
- А,, уЗ ехр
е(ч>к + дик)'1
е фа)
нт.
(7.9)
Полагая j = 0, из выражения (7.8) и распределения потен-
циала в межэлектродном зазоре (рис. 7.3) можно найти ЭДС
ТЭП. При этом сделаем (см. рис. 7.3) замену
(р + AU — (рк + Е + Д£7 ,
(7.10)
приняв j = 0, ик = Е, логарифмируя выражение (7.8) и разделяя
переменные, получаем
Е = 1 +
(7.11)
Практически это же выражение может быть получено из
Т - S-диаграммы (см. рис. 4.3). Если по изотерме Тэ = const под-
водится энергия Фэ = е(ф + ALT) , соответствующая суммарной ра-
боте выхода эмиттера и его приэлектродного барьера в плазме
МЭЗ (межэлектродного зазора), то по изотерме Г = const отво-
дится аналогичная по составу энергия Фк = е((р + ДУ) . Замыкаю-
щие цикл политропы соответствуют термализация электронов в
2^ нГэ - j при их охлаждении и в металлических электродах
ТЭП — Tj при их нагреве согласно эффекту Томпсона.
128
Рис. 7.3. Вольт-амперная
характеристика
квазивакуу много ТЭП
и распределение
потенциала в зазоре
для реального (пунктир)
и идеального (сплошная)
ТЭП
Баланс
Баланс
энергии при этом запишется в форме
Е = х(Т -Т } + Ф-2к(Т,
Э К Э !
(7.12)
Решая
энтропии в замкнутом цикле
G — и лхх ™
1 К
(ТЛ Фэ (ТА
0 = Т In 777— 4- 777-2k In 7р—
. KJ
совместно уравнения (7.12) и (7.13), получаем
’4^-1 Фк + (2/г-т) Гэ In +^--1 .
1 т' 1 к 1 э
(7.13)
(Т А
э
(7.14)
к *
э
к
“ Т ’
к
т
к
к
к
Выражения (7.14) и (7.11) близки по структуре и дают при-
мерно одинаковые результаты. Для режима ЭДС можно принять
приэлектродиый барьер А(7К = 0 и Фк = е (рк = 1,81 эВ. По этим
выражениям ЭДС пропорциональна работе выхода коллектора и
зависит главным образом от соотношения температур цикла. Со-
отношение (7.14) более точно оценивает ЭДС, так как не зави-
А Т2
Т, , э э
сит от постоянных Ричардсона In-------т. е. от давления
А.
паров цезиевой плазмы в МЭЗ. При Тд = 1800 К и Тк = 850 К,
е (рк = 1,81 эВ ЭДС составит Е = 2,023 + 0,0681 = 2,091 В по (7.14),
Е = 2,082 В по (7.11).
7.2. Процессы, преобразования, основные параметры
и рабочие режимы реального ТЭП
Нейтрализация пространственного заряда. Для нейтрализа-
ции пространственного заряда в межэлектродный зазор необхо-
димо внести положительные заряды, компенсирующие поле, со-
129
зданное электронами. Применение положительно заряженных
сеток в энергетических ТЭП затруднено из-за слишком малого
межэлектродного зазора, имеющего порядок 0,2-0,5 мм.
В то же время такие сетки применяются для инверторов,
обеспечивающих создание на основе ТЭП генераторов перемен-
ного тока. Повышенное напряжение инвертора позволяет увели-
чить межэлектродный зазор, разместить сетку и, подавая на нее
переменное напряжение, обеспечить за счет соответствующего
запирания промежутка пространственным зарядом необходимую
частоту переменного тока. Возможны и иные методы прерыва-
ния тока ТЭП.
В энергетическом ТЭП нейтрализация пространственного за-
ряда возможна внесением положительных ионов в зазор. Ис-
пользуя термостат, нагретый до определенной температуры,
можно получить необходимую плотность паров заключенного в
нем компонента — обычно цезия, распространяющуюся на со-
единенный с термостатом межэлектродный зазор ТЭП. Давление
паров связано с температурой термостата уравнением:
по И. Ленгмюру
lgpC3 = 13,1781 - 1,35 1g ТСз - 4041Т-/ • (7.15)
Л"
по А. Каландаришвили
1gрСа = 12,63215- 1,1269 1g ТСз- 4059,О^1 . (7.16)
Температура всех остальных участков цезиевого тракта
должна быть выше TCs , в противном случае там начнется его
конденсация и давление упадет до величины, определяемой
самой низкой Т. Если поток нейтральных атомов цезия на
эмиттер зависит от их концентрации в зазоре п& , а средняя
, 8AjT0x0,5
тепловая скорость v = [ --] , то плотность ионного тока от
Uma J
эмиттера составит
- 0 5
/1 = 0,25еР(»айа = еР(ра^2ята*Г^ ’ , (7.17)
где степень ионизации нейтральных атомов определится как
г 3-1
,, , „ е - <р)
1 2 ехр
(7.18)
Ф/. = В — первый потенциал ионизации цезия; е(р — работа
выхода эмиттера. Величины (р и Р/; зависят от состояния поверх-
ности электродов. Для полностью покрытых цезием коллекторов
130
(р = 1,81 В, вероятность ионизации практически нулевая. На
вольфрамовом эмиттере при (р = 4,54 В > (р/: = 3,89 В ионизируется
весь поток нейтральных атомов цезия, а плотность ионного тока
в среднем зависит от степени покрытия эмиттера цезием 0 .
Параметр компенсации пространственного заряда, равный
отношению концентраций ионов и электронов в зазоре, опреде-
лится по соотношению плотностей тока и средних скоростей за-
ряженных частиц по нормали к электродам vxe , vxi. Выразив
их через массы электрона те и иона 7П;- , получим
ni h Vxe h л
а = = = . (7л9)
ne. h Vxi k me
]e
Rjlsl a -1,0, t. e. полной компенсации, имеем —= 500. Из
Л"
уравнений (7.15) и (7.19) можно определить необходимое давле-
ние паров цезия в зазоре ТЭП:
(2лте /г)0,5 a . _
T’Cs — е р Ц ’
(7.20)
Оно имеет порядок 10 2 ... 10 4 гПа. При повышенных плот-
ностях тока у > 2 А/см2 в зазоре начинается процесс объемной
ионизации и концентрация ионов резко возрастает.
Уменьшение работы выхода эмиттера. Наличие паров цезия
в межэлектродном зазоре приводит к образованию на поверхнос-
ти электродов пленки адсорбированного металла, плотность ко-
торой и степень покрытия ею электродов зависят от совместного
протекания процессов адсорбции и десорбции.
Скорость адсорбции, как и ионный ток (7.17), зависит от
потока нейтральных атомов цезия на непокрытую часть поверх-
ности 1-0:
/ \-0,5
= (1 - 0) pCs <2лта k Тэ> . (7.21)
Скорость десорбции с покрытой цезием части поверхности
0 имеет вероятностный вид, близкий выражению (7.7), и зави-
сит от работы десорбции д и некоторой постоянной С:
v = 0 С ехр
Г*1
(7.22)
Приравнивая для установившегося режима va = пд , можно
найти зависимость степени покрытия от давления в зазоре и
температуры поверхности Тэ :
131
0 = 1 + С (2птй k Тэ} ' 0,5 Pcs ехр
(7.23)
Аналогичным методом для 0=1 можно найти и зависи-
мость давления насыщенного пара от температуры (типа урав-
Рис. 7.4. Зависимость
работы выхода
вольфрамового электрода
от степени его
покрытия пленкой цезия
нения (7.17)).
В зависимости от степени покры-
тия меняется средняя работа выхода
электрода (рис. 7.4), становясь при
0 = 0,8 меньше работы выхода цезия.
При адсорбции моноатомной пленки
возникает поляризация Cs. Валент-
ный электрон находится на поверх-
ности, а положительно заряженный
атом своим полем уменьшает работу
выхода. При 0=1 пленка смыкается
и (р поднимается до типичной для Cs
величины. Применение дозированных
примесей, увеличивающих за счет
многослойности поляризационный эффект, показывает возмож-
ности дальнейшего снижения (р. Давление цезия определяется
по температуре термостата из уравнения (7.16). Однако исполь-
зование выражения (7.16) и графика, приведенного на рис. 7.4,
неудобно, поэтому для расчета характеристик ТЭП применяют
экспериментальные зависимости типа той, которая указана на
рис. 7.5, где приведена зависимость работы выхода покрытой Cs
поверхности от соотношения температур поверхности и термо-
стата и работы выхода чистой исходной поверхности. Левую
ветвь графика на рис. 7.4 можно интерполировать
0 = 1,244 - 0,276 фэ ,
(7.24)
где работа выхода фэ определится по графику, изображенному
на рис. 7.5. Тогда постоянную Ричардсона для покрытой цезием
поверхности можно найти по соотношению
Рис. 7.5. Зависимость работы
выхода электрода в парах цезия
от его исходной характеристики
по (рэ и отношения температуры
электрода к температуре
• цезиевого термостата
132
A = 53(1-0) + 162 0.
(7.25)
В соответствии с этими зависимостями и уравнением Ри-
чардсона—Дэшмана плотность тока эмиссии в парах цезия из-
меняется так, как показано на рис. 7.6. С уменьшением темпе-
ратуры / прямолинейно падает, однако это падение замедляется
из - за образования пленки адсорбированного цезия и уменьше-
ния работы выхода, и даже в некотором диапазоне температур
происходит возрастание js. После достижения 0 = 1 ток эмиссии
снова прямолинейно снижается.
Давление паров цезия, обеспечивающее оптимальные харак-
теристики при обычных для ТЭП температурах эмиттера
Т = 1800 4- 2000 К, существенно выше необходимого для нейтра-
лизации и достигает (3...5) • 102 Па. Это приводит к потерям на
диффузию электронов в межэлектродном зазоре, так как в этих
условиях длина свободного пробега становится меньше размеров
зазора % < 6 . Для того чтобы избежать этого явления, исполь-
зовали двойное наполнение зазора из двух различных термоста-
тов: цезиевого, низкого давления, рассчитанного только на ней-
трализацию, и бариевого, имеющего существенно более низкое
давление паров, определяющее уменьшение работы выхода
эмиттера. Однако из-за сложности системы этот метод не полу-
чил широкого применения. Желание упростить систему подачи
Cs привело к использованию соединений цезия, например с гра-
фитом. Для получения необходимых давлений здесь требуются
более высокие температуры, и термостат может располагаться
при температуре коллектора. В соответствии с давлением Cs
различают несколько режимов работы ТЭП: квазивакуумный,
диффузионный и дуговой.
Квазивакуумный режим ТЭП. Пониженные давления рСа
квазивакуумного режима, нейтрализация пространственного за-
ряда за счет поверхностной ионизации на эмиттере и прямопро-
летный характер движения электронов в зазоре А > 8 обеспечи-
вают малые потери энергии, а следовательно, и более высокие
напряжения. Процессы при этом будут отличаться от идеально-
го вакуумного наличием отрицательного пространственного за-
ряда, показанного на рис. 7.3 пунктиром.
Работа выхода фэ не будет минимальной, а степень покры-
тия — близкой 0 = 0,8, так как это потребует увеличения дав-
лений рСа в соответствии с выражением (7.23), что при реально
достижимых межэлектродных зазорах 3 = 0,2 -ь 1,0 мм приводит
133
к 1 < 8 . Максимально допустимое давление />Са , при котором
X = 8 , оценивается уравнением
_ СР _
Pcs 08 2о8
(7.26)
Где q — сечение рассеяния электронов на атомах. Подставив в
выражение (7.20) рСа из (7.26) и je из (7.7), примем по вы-
ражению Саха—Лэнгмора (7.18), тогда для малых j»Ca имеем
(р > ф. , |3. - 1, а для полной нейтрализации = 1 получим рабо-
ту выхода, обеспечивающую нейтрализацию:
» ъ *^1
Фэ.н = ~2 + 2 П
4АЭ Т23 (2^mz Тэ)0’8 о8
ek (X +
(7.27)
Вольт-амперная характеристика квазивакуумного режима
ТЭП по форме близка к идеальной (см. рис. 7.3) и так же, как
и характеристика ФЭП, ограничена по носителям тока — плот-
ности тока эмиссии ja. В зависимости от степени компенсации
пространственного заряда характеристика расслаивается на
участке jg ~ j = const, а ее перегиб, близкий режиму максималь-
ной мощности, соответствует Пн = (рэ — (рк . На наклонном участ-
ке ток определяется выражением (7.8), так как электроны тор-
мозятся полем, при недокомпенсированном объемном заряде его
величину следует дополнительно учесть в показателе степени
экспоненты. В чистом виде квазивакуумный режим, хотя и
обеспечивает практически приемлемые межэлектродные зазоры,
но при больших ф и малых плотностях тока, поэтому он, как
и идеальный вакуумный ТЭП, практического применения не
имеет. Уменьшение работы выхода за счет комбинированного
с барием наполнения или применения развитых эмиттеров,
вспомогательных ионных источников, существенно усложняя
преобразователь, дает возможности улучшить его удельные ха-
рактеристики.
Диффузионный режим ТЭП. Повышая давление pCg или, что
то же самое, температуру термостата ТСд , можно в соответствии
с рис. 7.6 резко повысить плотности эмиссионного тока у , так
как это позволяет поднять температуру эмиттера, сохраняя сте-
пень покрытия 0 и работу выхода (рэ на оптимальном уровне.
Однако при этом возрастает плотность паров цезия в зазоре и
уменьшается длина свободного пробега электронов X < 8 . Про-
134
цессы токопереноса усложняются. На эмиттере устанавливается
баланс четырех токов, равный общему току преобразователя:
j ~ Л?э + hx 1 ex Лэ ’ (7.28)
где плотность электроннного тока эмиттера }еэ равна плотности
эмиссионного по выражению (7.7), ограниченному в случае
отрицательного потенциального барьера ДГ7Э у эмиттера:
(<РЭ + А^э)
kT3
(7.29)
♦ 2
]еэ = АТЭ ехр - е
Рис. 7.6. Влияние температур эмиттера и цезиевого термостата
на плотность тока эмиссии
Плотность ионного тока jix определится из выражения (7.17),
которое удобнее выразить не через давление рСз , а через концент-
рацию ионов в плазме п?- и ограничить аналогично (7.29) при от-
рицательном барьере, так как направление хаотического потока
ионов из плазмы обратно электронному току эмиттера:
( kT\ А о,5
Л> = епэ О
э 2плп
ехр
№.
(7.30)
где член 0,5; учитывает искажение максвелловского потока за
счет направленного потока электронов преобразователя.
Плотность хаотического электронного тока из плазмы на
эмиттер определится аналогично (7.30) по концентрации электро-
нов у эмиттера:
Цх=епэ
( kT3 ^l0’5
2пт„
k J
0,5j
(7-31)
135
При положительном потенциальном барьере появится в вы-
ражении (7.31) и исчезнет в (7.29), (7.30) сомножитель
exp
. Плотность ионного тока с эмиттера ji&
находится
по падающему потоку нейтральных атомов и степени
из уравнения (7.17) с соответствующим сомножителем
жительном потенциальном барьере. Таким образом, в
уравнение (7.28), записанное с учетом действительного
полагаемого вида потенциального
величины: плотность тока ТЭП
ионов у эмиттера п3 и величина
У коллектора—анода можно
ланс трех токов, так как сравнительно холодный и покрытый
цезием коллектор не способен к поверхностной ионизации:
j ~ Jex ~ Ьх~ iex ’ (7.32)
ионизации
при поло-
граничное
или пред-
барьера, входят три неизвестные
/, концентрации электронов и
потенциального барьера Д(7Э .
записать аналогично (7.28) ба-
ек
С учетом направления токов и вида потенциального барьера
можно и для коллектора записать уравнения, аналогичные
(7.29)—(7.31), а с их учетом раскрыть выражение (7.32), в ко-
торое войдут также неизвестные величины: плотность тока ТЭП
/, концентрации электронов и ионов у коллектора га и барьер
у коллектора Д(7К . Из балансов токов на электродах и уравне-
ний переноса ионов и электронов в зазоре с учетом градиентов
dn
-г~ — нарастания у эмиттера п и снижения у
dU
против возникающего градиента потенциала —г—
dx
dT
градиентом температуры -у— можно составить
замкнутую систему уравнений, достаточную для определения
тока, концентраций, приэлектродных барьеров и напряжения.
Уравнения балансов токов (7.28) и (7.32) могут быть преобразо-
ваны в четыре уравнения, определяющие плотности ионных и
электронных токов у поверхностей электродов отдельно и яв-
ляющиеся граничными условиями для уравнений
электронов и ионов:
концентрации
коллектора пк
и совместно с
диффузии
т\ dn л е. dTe dU
= eD" + °’5/e^“ 17 - dl •
(7.33)
n dn л dTi dU
=~eD^- 17+en^
Дифференциальные уравнения (7.33) и (7.34) преобразуем,
умножив на ц;. выражение je и на — /. , затем сложим одно
136
(7.34)
с другим и, проинтегрировав по зазору S от 0 до х, получим
соотношение концентраций электронов у эмиттера пэ и коллек-
тора пк:
dn _ _
в (-Dp (-If + Dj
Полагая в первом приближении dn = п3 - пк и dx = 5, получаем
-- ла А А~
э "к ~е (Ч Hi + Д
(7.35)
Второе уравнение получим, умножив выражение (7.33), на
коэффициент диффузии 7);- , а (7.34) на Dp , затем вычтем одно
из другого и проинтегрируем по зазору:
dU 1 ( h ~ 1е .
dx еп Р ц +Р ц ’
к /
f jp 3 f 1 + Tt /Тэ} \
kT п 1Ср э)
&и =------ In — —7-------V7-----------ч - 1
е пк +
к к A J )
(7.36)
Задаваясь одним из семи неизвестных ДУЭ , ДУК , ДУ, je ,
/• , п3 , пк в шести полученных уравнениях, можно определить
соответствующее распределение концентрации и потенциала, а
также плотность тока j = jp - /- « je и напряжение для данной
точки вольт-амперной характеристики
А = фэ - фк + MJ + ДА ± ДА . (7.37)
Знаки при приэлектродных барьерах ДУЭ и ДУК выбираются
в зависимости от режима компенсации пространственного заря-
да. Максимальный ток — ток насыщения в диффузионном ре-
жиме соответствует ц = 0, когда все ионы отражаются от при-
анодного барьера. Ток преобразователя тогда можно найти из
уравнений (7.35) и хаотического электронного тока из плазмы
на коллектор при ускоряющем ДУК : je = епк
/ кТ хО,б
k )
Выразив Dp и через ]р и v =
(2kT^>5
---- , получим
ЛТП
к J
137
( kT f,s
/ =----------i. (7.38)
38ТЭ / \2le (Tiop + T,J| + 1
Откуда следует, что на ток насыщения влияют концентрация
8
пэ и потери на рассеяние, пропорциональные -г- , которые для
диффузионного режима ограничивают его величину (рис. 7.7).
Рис. 7.7. Зависимость
вольт-амперных характеристик
ТЭП для диффузионного режима от
отношения межэлектродного зазора
к длине свободного пробега электрона
Дуговой режим ТЭП. При повышенных температурах эмит-
тера Тэ > 2000 К и достаточно высоких давлениях цезия проис-
ходит объемная ступенчатая ионизация атомов цезия в зазоре
ТЭП^ Энергия отдельных электронов, участвующих в процессе
ионизации, при этом может быть существенно ниже потенциала
ионизации цезия. При первых столкновениях электрон — атом
происходят возбуждение и переход валентного электрона на
более высокие возбужденные состояния, пока не произойдет его
полный отрыв. Эффективное сечение ступенчатой ионизации
растет с температурой:
(Уо = ехр -
о
kry
(7.39)
где можно принять <5,-= 1,44 • 10 12 см2, Ео = 3,21 эВ. В дуговом
режиме наблюдается перекомпенсация объемного заряда, свя-
занная с резким ростом концентрации заряженных частиц, и
вследствие малого межэлектродного зазора с более быстрым
уходом электронов из зазора, чем инерционных ионов. Барьер
Д(7Э у эмиттера поэтому часто будет положительным, и эмисси-
онные электроны будут в нем ускоряться полем. Однако, пока
в зазоре не возникла низковольтная дуга, потенциальный ба-
рьер диффузионного режима будет отрицательным. Он будет
тормозить эмиссионные электроны и задерживать переход ТЭП
к дуговому режиму. При умеренных температурах эмиттера это
138
приводит к гистерезису вольт-амперной характеристики (рис.
7.8). Диффузионный режим затягивается в область пониженных
напряжений, пока не происходит поджиг дуги и скачком уве-
личиваются ток и напряжение. Более крутая ветвь дубового ре-
жима указывает, с одной стороны, на рост проводимости плаз-
мы в зазоре и с другой — на затрату части энергии электронов
на объемную ионизацию, т. е. падение напряжения ТЭП.
Рис. 7.8. Волът-амперная характеристика ТЭП для дугового
режима и распределение потенциала в зазоре для ее
характерных участков
Распределение потенциала в зазоре для режима ЭДС, диф-
фузионного режима “а” формируется так, что все барьеры на-
правлены против эмиссионного тока, компенсируя эмиссию и
градиент концентраций, определяя максимальное запирающее
напряжение Г7Н = Е.
В токовом режиме в точке “в” (рис. 7.8) напряжение у ба-
рьера коллектора меняет знак, так как начинается сток элек-
тронов из плазмы. Когда энергии электронов из-за роста тока и
падения напряжения на зазоре ДПВ = Е - Пн становится доста-
точной Для зажигания разряда ступенчатой ионизации, харак-
теристика в соответствии с лучом постоянного сопротивления
U
внешней нагрузки U = ~г = const перескакивает в точку “с” ду-
J
гового режима. С другой стороны, увеличивая сопротивление
jRb , можем перемещаться уже по ветви дугового режима в
139
точку “в”, так как условия положительного барьера при пере-
компенсированном режиме и возросшей концентрации заряжен-
ных частиц способствуют поддержанию дуги. Таким образом, в
этом диапазоне внешних сопротивлений нагрузки имеем два
различных режима по току и напряжению.
При повышенных температурах эмиттера такого гистерезиса
не наблюдается и характеристика плавно переходит от диффу-
зионного режима к дуговому. Перекомпенсированный режим в
точках ВАХ “в” и “с” характеризуется небольшим двойным
слоем Ленгмюра у эмиттера с тормозящим полем, задерживаю-
щим часть тока эмиссии. Этот слой к точке характеристики “d”
пропадает, и далее ток с уменьшением внешнего сопротивления
нагрузки растет выше эмиссионного за счет аномального эффек-
та Шотки. Соответствующее уменьшение расчетного потенциала
выхода при этом составит Д(р = Еэ г, где г — средний размер
пятен на эмиттере; Еэ — электрическое поле у поверхности. В
точке “е” все барьеры в межэлектродном зазоре выстраиваются
по движению эмиссионных электронов. Следует заметить, что в
реальных эмиттерах, когда температурное поле неоднородно,
более горячие участки могут “поджигать” дуговой режим и
обеспечивать плавный переход характеристик, который начина-
ется с Т = 1800-^1900 К.
Э
При расчете ТЭП в дуговом режиме используются те же
граничные условия на электродах и уравнения переноса, что и
для диффузионного. Однако из-за объемной ионизации теперь
плотности токов je и 'ц , а также поток энергии не остаются
постоянными по зазору. К уравнениям переноса электронов и
ионов (7.33), (7.34) добавляется уравнение переноса энергии
(7.40)
Распределение потока энергии в зазоре определится условием
dQe
dx
<Pi“ U}q(x)- д ,
(7.41)
где Д — потери энергии излучением; U — потенциал плазмы
относительно эмиттера; ф;. — потенциал ионизации. Разность
числа ионизаций и рекомбинаций в единице объема
(7.42)
140
где равновесная концентрация плазмы
п2(Т\) =
2тсте kTp
/г2
PCs
^Cs
exp
e<Pf
(7.43)
Распределение токов
в зазоре должно соответствовать условию
di„ dh , .
ах ах
(7.44)
В число граничных
энергии в плазме:
вблизи эмиттера
условии дополнительно войдут
потоки
(1<’Э
j(i32kT
е
<87г7П°’5
------ exp
пт.,
k 6 /
e&U}
kTe
(7.45)
~ Пэ
е
вблизи коллектора
= ie. - <рэ - ЛГ/Э + <рк + . (7.46)
Четыре уравнения ионных и электронных токов у электро-.
дов запишутся с учетом направления соответствующих потенци-
альных барьеров. Расчет распределения концентраций, потенци-
алов и токов в дуговом режиме ТЭП проводится численным ме-
тодом на ЭВМ ввиду большой сложности, что позволяет найти
результирующий ток и напряжение по уравнению (7.37).
Расчет ВАХ, основанный на использовании уравнений токо-
переиоса в МЭЗ (7.33), (7.34), достаточно сложен, особенно для
дугового режима, когда уравнения (7.33)—(7.38) сопровожда-
ются дополнительными условиями объемной ионизации цезия в
МЭЗ и соотношениями (7.40)—(7.46).
Однако можно провести расчет ВАХ на основании законов со-
хранения энергии и энтропии типа (7.12) и (7.13), пренебрегая
ионным токопереносом ввиду его крайне малой сравнительной
значимости, а в уравнениях энергии учесть дополнительный
подвод энергии. Для токового дугового режима это будут Ot(pCs —
энергия объемной ионизации цезия в МЭЗ, где а = 0,2 4- 0,3 —
доля суммарного электронного тока, участвующая в актах иони-
зации, (pCs = 3,89 эВ — энергия ионизации цезия. Анализ экспе-
риментальных ВАХ показывает возможность определения
QT
a<Pcs = + 0’13 In
( Т >
э
1500 ;
к 7
тепло, отдаваемое электродами в МЭЗ:
QT = 1,244 10“ 4 fT - Т
1 I
(7.47)
(7.48)
141
Удельная доля джоулевого тепловыделения, приходящаяся
на электронную компоненту В = 0,5 ^1 + Т|т^ в МЭЗ, составит
вДж = f1 - ВЕ “ - Tlf) °,5 Е . (7-49)
Считая в уравнении энтропии подвод энергии джоулевым теп-
лом и термализацией электронов распределенным по МЭЗ, Фэ ,
a(pCg , QT , проходящими при Тэ (Фк при Тк), получим:
фэ = (1 - 0,5Р3^ с + (2/г - т:) Тэ [З3 - a(pCs - QT + 0,5<ф3 ц2 , (7.50)
где
р f In Т/Т А
—тг (7-51>
1-™- V э к >
1 э
Плотность эмиссионного тока определится по уравнению Ри-
чардсона (7.7), где в показателе экспоненты необходимо учиты-
вать не работу выхода эмиттера (рэ , а ее сумму с приэлектро-
дным барьером Фэ = (рэ + ДП, определенную по (7.50). Пренебре-
гая ионными токами, можно считать суммарный ток равным
разности эмиссионного (уэ ) и хаотического теплового (ух1) из
плазмы МЭЗ на эмиттер. В тоже время он равен плотности ха-
отического тока из плазмы МЭЗ на коллектор /х2 за вычетом
эмиссии коллектора у . Соотношение суммарного электронного
тока и тока эмиссии эмиттера зависит от соотношения хаоти-
ческих токов на электроды. Если имеем балансы плотностей
эмиссионных и хаотичных токов
)Л = к)А и = и =
ТО
~ к,<-
1 + k
Если k=l, т.е. /х|=/х2;, и пренебрежем ук ,
/j = 0,5/э-. При согласовании результатов расчета с
эксперимента можно варьировать численные члены формул
(7.47)—(7.49), добиваясь совпадения по плотности тока при ко-
ротком замыкании (Т1э = 0). Полученную величину суммарного
электронного тока необходимо проверить на пропускную способ-
ность плазмы МЭЗ по модифицированной формуле (7.33). Выра-
жая коэффициент диффузии через соотношение Эйнштейна
142
(7.52)
(7.53)
получим
D = ц —~ и принимая dx ~ 8 — по протяженности МЭЗ, а про-
б
изведение еГ|ср Ц = О — равным проводимости плазмы МЭЗ, по-
лучим из (7.33)
= Т 2ЙГ
*“* Л
(тг - пк) (Т - Т }
'----“---*—+kT —----
^М(П„ + П^ ор (Тэ + Тк)
, (7.54)
где Д17 = Фэ - Фк - Д^н — нарастание напряжения в МЭЗ за счет
концентрационной диффузии электронов; пм — максимальная
концентрация (у эмиттера, или в сечении объемной ионизации),
п — концентрация у коллектора. В дуговом режиме вместо 8
МЭЗ берется соответствующая координата 8Д = ц8. Параметр
Ом “ пк)
---------- определяется экспериментально по току короткого
М (/гм + тгк)
замыкания.
Расчеты вольт-амперных характеристик ТЭП имеют большое
значение для определения тенденций их изменения при различ-
ных воздействиях, разработке целесообразных проектных реше-
ний, при оценке возможностей и перспектив.
В практических разработках ТЭП и генераторов на их осно-
ве используются экспериментальные вольт-амперные характе-
ристики, снятые для конкретных материалов электродов, режи-
мов их наполнения, чистоты сборки и заправки, при меж-
электродных зазорах и в диапазоне температур, ожидаемых в
генераторе. Полученные на небольших плоских моделях они
затем уточняются на сборках из 2-3 элементов проектной
формы, например коаксиальной, сначала с электрическим ими-
татором, а затем с натурным источником энергии, что позволя-
ет с большей степенью точности, чем расчет, учесть всю гамму
протекающих в ТЭП процессов.
Коэффициент полезного действия ТЭП. Подводимая к эмит-
теру преобразователя энергия уносится в первую очередь элек-
тронным охлаждением , которое в режиме короткого замы-
кания может составлять до 75% теплового потока, а при разо-
мкнутой внешней цепи практически равно нулю:
2kT )
“ + a<PCs ’
О
(7.55)
Часть энергии будет возвращена обратно с хаотическим
электронным потоком из плазмы и ионным обменом. Для пря-
мопролетного квази вакуумного режима она будет равна элек-
тронному охлаждению анода — коллектора, выражаемому ана-
143
логично через <р„ , L , Д, - На всех режимах по вольт-амперной
* Х\» Хи Хи
характеристике перенос тепла излучением будет
<2л = Ыщ, , (7.56)
С _1 _1Y1
где г = е - е„ — приведенная степень черноты, состав-
XIJ) I Э К
ляющая для технических приборов £нр = 0,20,25, а при специ-
альных мерах очистки цезия, электродов и тракта ТЭП от при-
месей и остаточных газов снижающаяся до £пр = 0,1 + 0,12. Тех-
нология сборки и заправки ТЭП резко влияет на его КПД, из-
меняя потери с лучистым потоком тепла в 2 — 2,5 раза. На-
пример, замена сборки ТЭП в атмосфере с последующим вакуу-
мированием и обезгаживанием при повышенных температурах,
чтобы избавиться от адсорбированных пленок остаточных газов,
на вакуумную сборку увеличивает при прочих равных условиях
КПД от 12 до 18%. Повышение степени черноты и падение
КПД ТЭП вызываются появлением посторонних примесей во
время эксплуатации, браком сборки или обезгаживания, приво-
дят к уменьшению ресурса. В присутствии кислорода или паров
воды образуются окислы и гидраты окислов цезия, обладающие
повышенной степенью черноты и восстанавливающие цезий,
окисляя металл эмиттера при его высоких температурах. Эти
окислы вольфрама или молибдена, испаряясь, оседают на кол-
лекторе, где при более низких температурах цезий оказывается
активней и восстанавливает электродный металл, окисляясь
сам. Таким образом, развиваются так называемые “кислород-
ный” и “водяной” циклы переноса конструкционных материа-
лов, влияющие на ресурс преобразователя.
Некоторая часть теплового потока уходит от эмиттера за
счет теплопроводности цезиевой плазмы. Эти потери ввиду
малости межэлектродного зазора могут оцениваться, как для
двух плоских пластин:
<?т п = 15"1 (Тз “ • (7.57а)
Существенно большие потери происходят за счет теплопро-
водности конструкционных и коммутационных перемычек, обес-
печивающих последовательное соединение эмиттеров с коллек-
торами последующих преобразователей. Считая перемычки тон-
кими, можем записать
^т.п - \ j? i (Тэ ~ ЛЛ = \с 7 7“ 1 + 7Г" — (7.576)
144
где Sn - толщина перемычки; 1п — длина перемычки; 13 —
длина эмиттера; d3 — диаметр эмиттера; 8 — межэлектродный
зазор. Если Zn , 13 и d3 определены конструктивно, то 8П должна
оптимизироваться, так как с ее увеличением растут потери теп-
лопроводности, но уменьшаются потери сопротивления коммута-
ции, что для низковольтных преобразователей достаточно
важно. При точных расчетах необходимо учитывать распределе-
ние температур по эмиттеру, так как у перемычки за счет теп-
лоотвода они снижаются.
Величина КПД зависит от того, как определять полезную
работу ТЭП. Если ее относить непосредственно к поверхностям
электродов, то в этом идеальном случае КПД запишется как
Т| =----&-----~ ~----------, (7.58)
+ QT 2kT3 (Q, + QT)
Фэ + “7“ + a(Pcs +--]----
откуда следует, что для повышения КПД желательно умень-
шать работу коллектора фк , уменьшать необратимые потери
тепла Qjj и QT и повышать плотность тока j.
Если полезную работу относить к токовыводящим клеммам
ТЭП, необходимо учесть потери на омическое сопротивление
электродов и перемычек, а также шунтовые утечки тока у по
анодной или катодной изоляции, металлокерамическим узлам.
Мощность на клеммах может составлять 80—60% мощности,
отнесенной к поверхности электродов, так как рабочие напря-
жения U = 0,8 + 1,2 В невелики, а токи, протекающие по тон-
ким нагретым электродам и перемычкам, составляют десятки и
сотни ампер, что приводит к джоулевым потерям напряжения
и ALf .
cfjj, л
Считая плотность тока j одинаковой по всей площади эмит-
тера и интегрируя по длине ТЭП потери тепла в электродах
диаметрами и dv при толщинах 8й и 8„ для эмиттера и кол-
лектора соответственно при удельных электрических сопротив-
лениях рэ и рк , зависящих от температур Т3 и Тк , получаем
потерю мощности на электродах:
/ \
/ \2 7 Р* Р-к
= + Г-59)
Так как мощность на электродах ТЭП 1VO = тс<2э ljU, то ее
доля, затрачиваемая на сопротивление электродов, зависит от
145
Длины ТЭП. Можно, задав допустимые потери, определить эту
длину:
f Рз , Рк
ч No J ^„8, dK8K
0,5
(7.60)
Оптимизация геометрии перемычек коммутации ТЭП упро-
щенно может быть следующей: здесь удобнее записывать КПД
по полному току J, а не относить к единице поверхности эмит-
тера, как это делалось в уравнениях (7.28)—(7.58). Тогда тепло,
выделяющееся в перемычке:
•2 Рп
F
п
(7.61)
и потери теплопроводностью будут аналогично (7.57)
QT = 7s К - Тк) . (7.62)
П < J
♦
Часть, например половина, тепла будет возвращена эмитте-
ру, поэтому уравнение (7.58) с учетом потерь запишется так:
No - - j2 Р= Zn 1
Д ------------9----------- ° ------:----;— . (7.63)
«ээ + ел) + q,+z-1 (г, - тху о№ Рп^ 1 /п
Взяв производную КПД ТЭП -у;-- = 0, можем найти опти-
мальное отношение длины перемычки 1а к ее сечению JF :
Оптимальные падения напряжения на электродах &U и
ЭЛ
перемычках Д(7П найдутся из соотношений (7«.6О) и (7.64) по за-
кону Ома:
( р р
Д?7 =0,5cZaZj —— + —~ =ДП + AZ7
эл э 5W эл-э •
a a -tv XV
(7.65)
и
(7.66)
Результаты расчетов КПД позволяют правильно подойти к
выбору проектных параметров ТЭП и генераторов на их основе,
146
выявить тенденции повышения эффективности ТЭП, которые
могут быть реализованы. Эти оценки показывают реальные воз-
можности получения в достаточно хорошо выполненных и обез-
гаженных модулях ТЭП КПД порядка Т|=10 + 12%, в рекорд-
ных образцах до Т] = 18 -ь 22%.
В реальных ТЭП и генераторах на их основе на КПД влияет
еще целый ряд неучтенных выше факторов, связанных с реаль-
ным полем температур электродов и перемычек, различной сте-
пенью их покрытия по длине, различной работой выхода, изме-
нениями в приведенной черноте поверхности, наконец — реаль-
ным графиком энергопотребления, когда рабочая точка по
вольт-амперной характеристике перемещается от режима макси-
мальной мощности или максимального КПД. Поэтому для рас-
чета генераторов на основе ТЭП необходимо использовать и ре-
зультаты экспериментальных исследований характеристик ТЭП
по току, напряжению, КПД. Определяя на ЭВМ из теплоэнерге-
тических расчетов действительные поля температур и давлений
и используя скорректированные по результатам эксперимента
вольт-амперные характеристики и КПД, можно составить про-
граммы расчета, дающие возможность найти эти характеристи-
ки для реального распределения температур в ТЭП и генерато-
рах на их основе.
Неизотермический преобразователь. Рассматривая ТЭП с
неизотермическими электродами (меняющейся по длине Тэ), не-
трудно заметить, что такой преобразователь может быть пред-
ставлен совокупностью параллельных изотермических преобра-
зователей с различными температурами электродов, включен-
ных параллельно. Это позволяет использовать в расчете по от-
дельным квазиизотермическим участкам характеристики, полу-
ченные экспериментально.
Из-за тепловых утечек температурное поле спадает к грани-
цам электродов. Поэтому в соответствии с выражением (7.7)
эмиссионный ток и электронное охлаждение, также будут иметь
максимум в области повышенных температур, сглаживая темпе-
ратурную неравномерность тем больше, чем больше ток полез-
ной нагрузки. Изменения внешнего сопротивления в цепи ТЭП
через электронное охлаждение будут резко и быстро влиять на
его тепловые характеристики и распределение температур. Рас-
пределение температур окажет также влияние и на степень по-
крытия эмиттера, а следовательно, работу выхода и эмиссион-
ные характеристики. В то же время источник энергии, нагре-
вающий эмиттер, обладает достаточной тепловой инерционнос-
тью, что следует учитывать при смене режимов.
147
Ток неизотермического ТЭП определится интегрированием
изменяющейся плотности тока по площади эмиттера. Для коак-
сиальной схемы преобразователя он будет
I
J = тгс?э J jdl .
(7.67)
О
Если в режиме ЭДС напряжение по электроду будет постоян-
ным, то в токовом режиме падение напряжения определится как
I г I
dl = j J jtdl pf dl .
(7.68)
о э э э о о
7.3. Характеристики ТЭП
Термоэмиссионный преобразователь, так же как и ТЭлП,
имеет крутую вольт-амперную характеристику, что при строгих
допусках на изменение напряжения в бортовой сети энергопи-
тания накладывает существенные ограничения на изменение
мощности в грас])ике нагрузки. Для установок небольшой мощ-
ности, применяя бортовые накопители энергии, например
электрохимические аккумуляторы, можно, используя соотноше-
ния (6.33)—(6.38), добиться существенного расширения диапазо-
на электрической мощности, оставаясь в границах заданного до-
пуска по напряжениям. В то же время ТЭП допускает и целый
ряд специфических воздействий, позволяющих в широких пре-
делах менять его электрическую мощность и подбирать такое
изменение вольт-амперных характеристик, которое позволяет
сохранять выходное напряжение постоянным. К таким воздей-.
ствиям относятся в первую очередь изменения температуры
эмиттера и температуры цезиевого термостата.
На рис. 7.9 представлены лабораторные характеристики экс-
периментальных ТЭП малого электродного зазора 6 = 0,127 мм,
из которых следует, что при постоянной температуре ТСв = 643 К
изменение температуры эмиттера от Т3 = 1628 2030 К для
= 0,8 В позволяет изменить мощность ТЭП в 13 раз и в 22
раза — при увеличении температуры до Тэ = 2235 К. На той же
экспериментальной установке при постоянных Тэ= 1900 К и
ТК = 95О К, меняя давление паров цезия при постоянном
(7Н = 0,4 В, можно изменять мощность в 2,5 раза и более, если
переходить на вакуумный режим работы, как это следует из
рис. 7.10.
148
При расчете и проектировании
энергетических установок с ТЭП
обычно используют вольт-амперные
характеристики, определенные при оп-
тимальных давлениях цезия, как это
представлено, например, на рис. 7.11.
Эти характеристики сняты для
вольфрамового эмиттера с ориента-
цией по грани 110 никелевого кол-
лектора и зазора 8 = 0,127 мм. В этом
Рис. 7.9. Влияние
температуры эмиттера
на волът-ам.перную
характеристику ТЭП
случае изменение температуры эмит-
тера от Т = 1673 К до Т = 2057 К
позволит при постоянном напряжении
[7Н = 0,8 В изменить мощность ТЭП в
40 раз! при ТСв = 643 К
Представленные на рис. 7.9 —
7.11 вольт-амперные характеристики относятся к рекордным
лабораторным образцам ТЭП. Как следует из рис. 7.11, при
Тэ = 2153 К при Пн = 1,0 В можно получить плотность тока до
35 А/см2, т. е. удельную мощность до 35 Вт/см2. Однако в тех-
нических и промышленных разработках трудно обеспечить
столь малые зазоры между электродами, тем более, что, при по-
вышенном тепловыделении возможно коробление электродов и
Рис. 7.10. Влияние
давления цезия на
вольт-амперные
характеристики
ТЭП при
То = 1900 К
Рис. 7.11. Вольт-ампер-
ные характеристики
ТЭП при различных
температурах эмиттера
и оптимизированных
давлениях цезия
149
их распухание вследствие изменения объема продуктов распада
ядерного горючего в сердечнике эмиттера. На рис. 7.12 показа-
но влияние межэлектродного зазора на вольт-амперные характе-
ристики при Тэ = 2000 К, Тэ = 975 К и оптимальном давлении
паров цезия. Как следует из этих характеристик, увеличение
зазора до технически допустимых значений порядка 5 = 0,5 мм,
т. е. в четыре раза, снижает плотность тока за счет потерь в
плазме межэлектродного зазора в 2,5—3 раза. Поэтому влияние
температур эмиттера и цезиевого термостата на мощность про-
мышленного образца ТЭП будет несколько слабее, чем влияние
на мощность лабораторных ТЭП (см. рис. 7.9 — 7.11).
В промышленных образцах ТЭП удобнее иметь дело не с по-
Рис. 7.12. Зависимость
оптимизированных по
давлению паров цезия
вольт-амперных характе-
ристик ТЭП от меж-
электродного зазора при
стоянной температурой электродов
при изменении режима по вольт -
амперной характеристике, а с неиз-
менным теплоподводом к эмиттеру
Qr = const. Для квазивакуумных и
диффузионных режимов работы
маломощных лабораторных ТЭП ус-
ловие Qf — const приближенно соот-
ветствует и Тэ = const, так как плот-
ности тока и электронное охлажде-
ние эмиттера невелики. Для дуговых
режимов, когда электронное охлаж-
дение велико, температура эмиттера
снижается при увеличении плотности
тока. На рис. 7.13 представлены изо-
мощностные (сплошные) и изотерми-
ческие (пунктирные) вольт-амперные
характеристики ТЭП. Более пологие
изомощностные характеристики опре-
= 2000 К
э
По точкам пересечения
пример, для теплового
деляют и более высокие напряжения
режимов максимальной мощности,
характеристик можно заметить, что, на-
потока = 60 Вт/см2 увеличение плот-
ности тока в два раза приводит к падению температуры эмит-
тера ТЭП на 400 К. Очевидно, что при постоянной мощности
Qr = const температуры эмиттера будут, наоборот, резко возрас-
тать с уменьшением электрической мощности, отбираемой от
ТЭП. Поэтому наиболее опасными с точки зрения отказов будут
режимы размыкания внешней электрической цепи. Режимы же
короткого замыкания из-за возрастания электронного охлажде-
150
ния облегчат тепловой режим ТЭП. Аналогичным образом будет
влиять температура термостата. При отклонениях от оптималь-
ного давления паров цезия эмиссионный ток уменьшается и
электронное охлаждение эмиттера ухудшается, и эмиттер на-
чнет перегреваться. Если давление было ниже оптимального,
будут происходить дальнейшее уменьшение степени покрытия,
падение тока и рост температуры. При Рсз>Рсзопт пеРеГРев
приведет к восстановлению оптимальных характеристик и ста-
билизации температуры эмиттера. На рис. 7.14 представлено
поле температур эмиттера при различных режимах работы по
вольт-амперной характеристике. В режиме ЭДС неравномер-
ность температуры составляет до 500 К, в то время как для ре-
жимов максимальной мощности и тем более короткого замыка-
ния резкое падение температур наблюдается только на послед-
ней четверти длины эмиттера и не превышает 100—200 К.
Рис. 7.13. И зомощностные
и изотермические вольт-амперные
характеристики ТЭП:
1 — режимы максимальной
мощности изомощностных ВАХ;
2 — режимы максимального КПД
изотермических ВАХ;
3 — режимы максимальной
мощности изотермических ВАХ
Наибольшей неравномерностью по длине эмиттера характе-
ризуются плотность тока, которая может меняться в 1,4—1,5
раза, как это следует из рис. 7.15. Разность потенциалов, свя-
занная с омическими потерями в электродах, наоборот увеличи-
вается с ростом плотности тока, так как при этом растет и ток.
Неизотермичность и неизопотенциальность эмиттера ТЭП снижает
среднюю плотность мощности преобразователя на 30 — 40%.
Если для ТЭП при удельной мощности N = 10 30 Вт/см2 в рабо-
чих точках вольт-амперной характеристики на электронное ох-
151
лаждение затрачивается = Т|а = 65 4-75% подводимого тепла, а
мощность, генерируемая на электродах, составляет
Q Тк
7^ = 1^ = 20 4-25%, т. е. примерно = °>5 % > Пк = 1 “ у ’ то
полезная мощность на нагрузке с учетом омических потерь в
электродах и коммутационных перемычках составит в зависи-
мости от конструктивной схемы до -гг- = т|а = 65 4- 85% от элект-
** ’ э
рической мощности электродов. Все это ограничивает полный
КПД ТЭП первого поколения до Т| = r|a T|fi Т|э = 10 4- 14%. Повы-
сить КПД ТЭП можно, увеличивая равномерность температуры
и параметров по длине электродов, повышая чистоту сборки и
заправки, т. е. снижая приведенную степень черноты электро-
дов и потерь на теплообмен излучением, уменьшая работу вы-
хода коллектора, что приводит к росту напряжения и полезной
мощности на электродах, уменьшая омические потери в
электродах и коммутации.
Рис. 7.14. Распределение температуры
вдоль эмиттера:
1 — режим ЭДС; 2 — режим. Т|1П)1Х ;
3 — режим максимальной мощности;
4 — режим, короткого замыкания
Если с точки зрения эмиссионных характеристик вольфрам
является одним из наиболее оптимальных электродных матери-
алов для эмиттеров, то по проводимости, ядерно-физическим
свойствам и технологичности молибден более предпочтителен.
Это привело к появлению сложных эмиттеров, сочетающих хо-
рошие качества различных материалов, например молибденовых
эмиттеров с вольфрамовым покрытием. На ресурс этих эмитте-
Рис. 7.15. Зависимость коэффициентов
неравномерности параметров
от средней плотности тока.
эмиттера ТЭП:
— температура;
j — плотность тока;
U — потенциал
152
ров влияет возможность создания покрытия, процессы термо-
диффузии молибдена и других примесей через вольфрамовое по-
крытие и т. д. При размещении ТЭП непосредственно в актив-
ной зоне реактора неравномерность температуры эмиттеров усу-
губляется неравномерностью тепловыделения по сердечникам
тепловыделяющих элементов и активной зоне в целом. Если
электрогенерирующий канал (ЭГК) состоит из одного элемента,
как, например, в термоэмиссионном реакторе-генераторе “Топаз-
2” (’’Енисей"), неравномерность плотностей тока и главное на-
пряжений на относительно “холодных” концах элементов может
привести к тому, что эти участки не только не будут эффектив-
но работать, но даже могут явиться источником шунтовых по-
терь. Поэтому в большинстве разработок более мощных реакто-
ров-генераторов с ТЭП принималась многоэлементная схема,
как, например, в гетерогенном тепловом реакторе-генераторе
“Топаз”. Однако тогда становится невозможной замена ядерных
сердечников электрогенерирующих каналов на электрические
имитаторы при экспериментальной безъядерной доводке ЯЭУ.
Неравномерность тепловыделения по активной зоне приводит к
неравномерному распределению температур, которая максималь-
ная в режиме ЭДС (рис. 7.16, кривая 1) и уменьшается с рос-
том тока (рис. 7.16, кривые 2, 3). Так как элементы в ЭГК со-
единены последовательно и ток в них должен быть одинаков,
это приводит к запиранию более холодными периферийными
элементами тока центральных элементов и требует изменять
длины а, следовательно, и площади эмиттеров последовательно
соединенных элементов с учетом изменения плотности тока от
температуры.
Используя выражение (7.67) для тока каждого элемента
ЭГК с учетом действительного распределения плотностей тока
по температурам эмиттеров, получаем
h
j j dl = j j dl , (7.69)
о о
Puc. 7.16. Распределение
температур вдоль эмиттеров
многоэлем.ентного ЭГК реактора-
генератора “ Топаз-1”:
1 — режим ЭДС;
2 — режим 2Vmax;
3 — режим короткого замыкания
153
где неизвестными являются пределы интегрирования I. Так как
число уравнений будет на единицу меньше числа элементов, оп-
ределяемых из системы их длин, замыкающим уравнением сис-
темы явится сумма всех длин, равная длине ЭГК:
п
= ’ <7-7О>
1
где k учитывает коммутационные перемычки между элементами.
При составлении программы и алгоритмов расчета необходи-
мо учесть длины участков коммутационных перемычек и изоля-
торов, совместное влияние тепловыделения в ядерном горючем
и электронного охлаждения, потери напряжения на омических
сопротивлениях электродов и их влияние на положение рабочей
точки вольт-амперной характеристики, изменение степени по-
крытия эмиттера цезием. Эти и ряд других факторов влияют на
температуру, определяя плотность тока эмиттера. При грубых
оценках можно принять условие j. = const, например
h h ~ h Ч = is h ~ ^4 h = is ^5 ’ (7.71)
задавая у- в одномерном приближении по средней температуре
эмиттера для данного участка ЭГК.
7.4. Разработка энергетических установок
с термоэмиссионными преобразователями
Радиоизотопные энергетические установки с ТЭП разрабаты-
вались в ряде проектов. Обеспечивая в 3 — 4 раза более высо-
кий КПД, чем установки с ТЭлП, и высокие температуры кол-
лектора, а следовательно, и излучателя, они были более эконо-
мичны и имели лучшие энергомассовые характеристики. Одна-
ко сам преобразователь при этом существенно более сложен и
менее надежен, что не окупается при малой мощности энергоус-
тановки. Поэтому вытеснения маломощных установок с ТЭлП не
произошло. Плоские, близкие к лабораторным ТЭП преобразова-
тели компонуются аналогично тому, что показано на рис. 6.8.
Использование ТЭП с солнечным источником тепла было до-
ведено до ресурсных испытаний лабораторных образцов и сбо-
рок пятиэлементных преобразователей с плоскими электродами,
образовывавшими полость ловушки излучения. Величина КПД
ТЭП первого поколения оказалась близкой к КПД солнечных
батарей с ФЭП. Однако необходимость в высоких температурах
эмиттера требует применения точных концентраторов солнечно-
го излучения и их точной ориентации на Солнце, в то время
154
как солнечная батарея допускает разориентацию на градусы и
даже при отклонениях в 10—20“ снижает мощность всего на
2—6%. В то же время высокие температуры приводят к сниже-
нию КПД системы концентратор—приемник энергии. Поэтому
солнечные ТЭП не получили распространения.
Сравнительно невысокий пока КПД ТЭП оказался не столь
существенным для энергетических установок повышенной мощ-
ности с ядерными реакторами. Расчеты таких установок пока-
зывают, что для целого ряда задач энергомассовые характерис-
тики установок с ТЭП будут более высокими, чем для других
преобразователей энергии, и начиная с мощности N3 > 40 КВт
превышают характеристики солнечных батарей. Это объясняет-
ся высокими температурами холодильника-излучателя и зависи-
мостью размеров и массы подсистемы реактор—защита не от
уровня мощности и КПД, а от условий критичности для сред-
него уровня мощности. Возможности дальнейшего повышения
КПД по сравнению Т| ~ 10 + 14% первого поколения ТЭП делают
преимущества энергетических установок с этим видом преобра-
зователя еще более заметными для определенных классов задач
и уровней мощности.
Ядерноэнергетические установки с ТЭП выполняются по
двум принципиально различным схемам. Это российские реак-
торы-генераторы с ТЭП, встроенными в активную зону реакто-
ра, и установки с вынесенными преобразователями (разработки
США), когда те из активной зоны высокотемпературными теп-
ловыми трубами с литиевым наполнением передается ЭГК эмит-
теров, расположенных вне реактора ТЭП.
Схема электрогенерирующего элемента реактора-генератора
представлена на рис. 7.17. Возможны и другие конструктивные
схемы расположения ЭГЭ с ТЭП в ЭГК. Здесь показана после-
довательная коммутация элементов с внутренним для эмиттеров
расположением ядерного горючего и внешней анодной электро-
изоляцией, а также вариант вывода осколков деления, приня-
тый в реакторе ITR. При внешнем расположении ядерного го-
рючего охлаждение коллекторного (анодного) блока производит-
ся не протекающим между ЭГЭ жидким теплоносителем типа
эвтектики Na—К или лития, а тепловыми трубами, на которые
надеты “вывернутые наизнанку” преобразователи (коллектор на-
ходится внутри эмиттерной трубы).
В активной зоне реактора ЭГК разделены, образуя основную
энергетическую секцию, работающую на полезную нагрузку, и
вспомогательную секцию, обслуживающую энергетическую уста-
новку, так как, например, для питания электромагнитных на-
сосов нужны меньшие напряжения.
155
Рис. 7.17. Конструкционная схема ЭГЭ:
1 — несущая трубка; 2 — электрическая изоляция;
3 — керамический дистанционатор; 4 — коллектор;
5 — эмиттер; 6 — керамическое кольцо; 7 — коммутационная
перемычка; 8 — ядерное горючее; 9 —- межэлектродный зазор;
10 — газоотводная трубка с жиклером для продуктов деления
Расчет реактора-генератора должен предусматривать одно-
временно нейтронно-физические и тепловые процессы с учетом
электронного охлаждения и действительного распределения тем-
ператур по эмиттерам и коллекторам преобразователей. При
этом надо учитывать изменения температуры охлаждающего
коллекторы теплоносителя. Для очень грубых оценок и выяв-
ления тенденций влияния отдельных параметров можно, зада-
вая из ресурсных ограничений среднюю температуру эмиттера,
по расчету диффузионного или дугового режима (7.28) —
(7.59) найти среднюю плотность тока / и напряжение на ком-
мутационных перемычках. Более точным будет их оценка по
экспериментальным данным испытания лабораторных образ-
цов (см. рис. 7.11 — 7.13). Тогда по необходимой электричес-
кой мощности можно найти суммарную площпдь поверхности
эмиттеров:
Задавая из конструктивных и теплофизических соображе-
ний диаметр эмиттера, который в различных опубликованных
проектах имеет порядок d3 = 10,32 мм, можно найти размеры
активной зоны реактора-генератора, обеспечивающие получение
заданной электрической мощности:
(7.73)
где 8э — суммарная величина межэлектродного зазора и толщи-
ны анодного пакета — коллектора, электроизоляции и защит-
156
ного кожуха; I — длина ЭГК, равная длине активной зоны; k} —
коэффициент, учитывающий длину перемычки; п — число ЭГК
в активной зоне.
Задавая приемлемую по нейтронно-физическим характерис-
I
тикам геометрию активной зоны , можно выразить ее через
•^а
число ЭГК, их диаметры d3 + 283 и коэффициент пористости 8,
учитывающий расположение ЭГК и сечения, необходимые для
протока теплоносителя:
I __ I у г
О (й. + 283) П
(7.74)
Минимальный коэффициент пористости шестигранной упа-
Л
2 V3
ковки
составит
= 0,9. Обеспечение зазора между ЭГК
8 =
8Т снизит этот коэффициент до
d + 28
«7 О
(7.75)
Тогда, поставив выражение (7.75) в (7.74) и учтя (7.72),
(7.73), нетрудно определить длину ЭГК реактора-генератора за-
данной электрической мощности:
(7.76)
что позволит по — оценить диаметр активной зоны, а по вы-
•^а
ражению (7.73) или (7.74) — число ЭГК, корректируя их до це-
лого числа изменением длины I и . Подставляя в выражение
•^а
(7.73) необходимые площади поверхностей энергетической и
вспомогательной секций и округляя до целых величин, можно
определить числа ЭГК этих секций при I = const, корректируя,
например /э , в сторону уменьшения. Зная напряжения энерго-
питания бортовой сети U, можно по U3 найти необходимое
число элементов в последовательной цепи для обеих секций
Z7
„ _ ——— , учитывая потери в коммутационных шинах коэф-
С7Э feTTT
157
фициентом km . Сопоставляя с числом ЭГК и выбирая число
элементов в одном ЭГК можно назначить, если это окажется це-
лесообразным, и число параллельных цепей ЭГК в реакторе-ге-
нераторе.
Как и следует из геометрии активной зоны при постоянном
диаметре ЭГК, ее размеры пропорциональны корню кубическо-
му из электрической мощности установки +AN3 Вт, отнесен-
ной к удельной электрической мощности jcp Вт/см2 поверх-
ности эмиттера. Если по условиям нейтронно-физического рас-
чета для установок ограниченной мощности активная зона
должна- быть больше рассчитанной по (7.76), следует либо
уменьшать удельную электрическую мощность, либо вводить в
активную зону буферные твэлы с ядерным горючим, не связан-
ные с ТЭП, что уменьшает КПД установки.
Формулы (7.72) — (7.76) дают грубую ориентировочную ве-
личину активной зоны ТРП — термоэмиссионного реактора-пре-
образователя. Зная из нейтронно-физического расчета неравно-
мерное распределение токовыделения по ЭГЭ ЭГК и активной
зоне реактора в целом, необходимо через электрофизический
расчет связать тепловыделение с температурой эмиттера и его
электрическими характеристиками. Это даст распределение
длин ЭГЭ в ЭГК, рассчитанное по (7.69)—(7.71), напряжения и
Рис. 7.18. Зависимость
удельной массы энергетичес-
кой установки с ТЭП от ее
электрической мощности и
температуры эмиттера
мощности отдельных ЭГК и по-
зволит коммутировать их для по-
лучения необходимых напряже-
ния и мощности ТРП, набирая
последовательно коаксиальные
ряды ЭГК до достижения задан-
ных параметров. Программы рас-
чета ТРП в целом достаточно
сложны, но разработанные доста-
точно подробно, позволяют не
только рассчитывать ТРП при его
проектировании, но и определять
детальные параметры отдельных
ЭГЭ при испытаниях ТРП ЯЭУ,
не включая измерительной аппа-
ратуры (датчиков) в активную
зону реактора.
Энергомассовые характеристи-
ки энергетической установки с
ТЭП, как это представлено на рис. 7.18, улучшаются с ростом
электрической мощности. Соотношение температур эмиттера и
коллектора, как и во всякой установке с тепловым циклом,
158
имеет оптимум по удельной массе аналогично рис. 6.6 при
тк
-—=0,5, учитывающий специфику эмиссионных процессов.
э
Связь тепловой и электрической мощностей реактора-генератора
показана на рис.7.19. Линии Ц = const — прямые, проведенные
из начала координат. С ростом температуры эмиттера при по-
стоянной тепловой мощности КПД и электрическая мощность
возрастают. Падение электрической мощности при постоянной
температуре эмиттера и чрезмерном возрастании тепловой мощ-
ности объясняется переходом режима ТЭП по вольт-амперной
характеристике за оптимальную точку максимальной мощности
в область повышенных плотностей тока и усиления в следствии
этого электронного охлаждения.
Рис. 7.19. Влияние тепловой мощности реактора и температуры
эмиттеров ТЭП на. электрическую мощность установки (—)
и ц ТЭП (— — —)
Связь параметров реактора-генератора можно проиллюстри-
ровать и характеристикой, приведенной на рис. 7.20. Как и
следует из вольт-амперных характеристик, электрическая мощ-
ность имеет при постоянной температуре эмиттера максимум по
напряжению реактора-генератора. Рост напряжения приводит к
возрастанию КПД, а по тепловохй мощности намечается макси-
мум полезной электрической мощности установки.
В настоящее время появился целый ряд проектов термоэ-
миссионных энергетических установок с вынесенным из актив-
ной зоны генератором. При этом можно исключить взаимовлия-
ние нейтронно-физических и электроэнергетических процессов,
обеспечить высокотемпературными тепловыми трубами более
равномерное поле температур в ТЭП и генераторе в целом и,
159
если будет успешно решен вопрос ресурса высокотемпературных
литиевых тепловых труб, облегчить проблему ресурса генератора.
Рис. 7.20. Влияние тепловой
и электрической мощности
реактора-генератора на. его
напряжение и температуру
эмиттеров (—) и Т| реактора-
генератора (— — —)
Проект такой энергоустановки зонда для исследования Юпи-
тера предусматривал электрическую мощность N = 400 кВт при
массе М = 8426 кг. Теневая защита составляла М3 = 2030 кг.
Активная зона, отражатели и регулирующие барабаны, холо-
дильник-излучатель и низковольтные проводники от ТЭП к пре-
образователям по 932-1104 кг. Тепловые трубы, магистрали теп-
лоносителя с аккумулятором, теплоноситель Na—К и опорные
конструкции — по 360-560 кг. Работать должны были ТЭП при
Т3 = 1650 К и Тк = 950 К, обеспечивая плотность тока j = 10 А/см2
при U = 0,6 В и КПД Г| = 15%. Толщины молибденового эмитте-
ра и ниобиевого коллектора предполагались по 8Э - 8К = 2,75 мм
при межэлектродном зазоре 8 = 0,25 мм. Этот проект США до-
статочно близок к разрабатывавшимся в России термоэмиссион-
ным энергоустановкам для межорбитальных буксиров доставки
полезных грузов на ГСО. В 1988 г. в СССР были проведены
ЛКИ (летно-космические испытания) двух термоэмиссионных
ЭУ “Топаз-1" мощностью 6 кВт. Более подробно об этих уста-
новках и проектах будет сказано в разд. 22.3 ’’Проектная кон-
цепция ядерной ЭСУ с ТЭП".
Глава 8. Энергетические установки
с электрохимическими преобразователями энергии
Электрохимические преобразователи энергии (ЭХП) обычно
принято называть химическими источниками тока (ХИТ). Они
реализуют наиболее короткий метод непосредственного преобра-
160
зования энергии — прямой. В отличие от химических реакций
энергия валентных электронов компонентов непосредственно
(прямо) используется в форме электрической энергии, так как для
участия в реакции эти электроны, создающие электрический ток,
должны пройти через полезную нагрузку. Для этого используются
электролиты, пропускающие только ионы одного из компонентов к
месту реакции и не пропускающие электроны. На одном из
электродов, примыкающих к электролиту, происходят токообразую-
щие электрохимические реакции образования продуктов реакции с
поглощением ионов компонента из электролита и недостающих для
этой реакции электронов из электрода. Через соединительные про-
вода, полезную нагрузку эти электроны отнимаются при ионизации
на втором электроде от второго компонента, уходящего в электро-
лит. Таким образом, происходит “холодное горение”.
Первые ХИТ были известны уже в древнем Вавилоне и Егип-
те. Второе рождение электрохимических преобразователей связано
с опытами Л. Гальвани в 1791 г. и А. Вольта, создавшем в 1800 г.
источник высокого напряжения “Вольтов столб”. Русский
электротехник Якоби, сделавший много для развития ХИТ, в
1836 г. испытал на Неве даже лодку на электромоторах. Водород-
кислородные топливные элементы были предложены уже в 1839 г.
Грове и усовершенствованы в 1880 г. П. Н. Яблочковым.
Традиционные ХИТ, получившие широкое распространение, в
настоящее время представляют собой несколько типов аккумулято-
ров, из которых наиболее известен свинцовый, и четыре-пять пер-
вичных источников, характерным представителем которых являет-
ся марганцево-цинковый. Необходимость в резком улучшении энер-
гомассовых характеристик ХИТ привела к разработкам новых ис-
точников тока. Результатом этих разработок явилось создание се-
реброцинковых, никель-кадмиевых и никель-водородных, металл-
гидридных, а также водород-кислородных электрохимических ге-
нераторов, обеспечивших энергией высадку человека на Луне, по-
леты МТА “Спейс-Шаттл” и “Буран”, и начинающееся переоснаще-
ние новейшей техники ХИТ со щелочными металлами, особенно
литием, что на порядок улучшает энергомассовые характеристики.
Большой вклад в развитие новых перспективных источни-
ков тока внесли советские ученые академик А. Н. Фрумкин,
чл.-корр. АН СССР Н. С. Лидоренко и др.
8.1. Реакции электрохимического преобразования
и рабочие процессы в ЭХП
8.1.1. Виды ЭХП
По устройству и способу применения ХИТ можно разделить
на три основные типа: гальванические, или первичные, элементы,
161
аккумуляторы и топливные элементы. Первичные ХИТ имеют
запас рабочих компонентов непосредственно в электродах и
предназначены для одноразового использования. Аккумуляторы
допускают электрохимическую регенерацию-восстановление ис-
ходных компонентов, имеют многоцикловый ресурс, определяе-
мый в зависимости от типа аккумулятора сотнями циклов или
даже десятками тысяч. В топливных элементах рабочие компо-
ненты хранятся в специальных емкостях и подаются в ЭХП так
же, как это делается, например, с топливами ЖРД. Такая сис-
тема хранения и подачи компонентов обладает существенно
меньшей массой, чем система хранения в электродах, особенно
при необходимости продолжительной работы ЭХП.
Соединяя последовательно несколько ЭХП для создания не-
обходимого бортового напряжения, получаем электрохимичес-
кий генератор (ЭХГ). Из нескольких ЭХП с учетом их резерви-
рования, систем регулирования, термостатирования и подачи
компонентов, если применены топливные элементы (ТЭ), скла-
дывается бортовая система электроэнергоснабжения.
По уровню рабочих температур выделяют низкотемператур-
ные ХИТ, рассчитанные на работу при атмосферных условиях
Т = 213 4- 333 К. Обычно эти ХИТ используют водные щелочные
или кислотные электролиты, что и определяет их эксплуатаци-
онную температуру. В настоящее время за счет увеличения дав-
ления их температуры могут подниматься до Т = 365 4- 385 К.
Среднетемпературные ХИТ эксплуатируются при Т = 420 ч- 750 К.
Эта температура обусловлена применением электролитов на ос-
нове расплавленных солей или твердых электролитов, теряю-
щих ионную электропроводность при снижении температуры.
Расплавленные соли и твердые электролиты определяют
также и. класс высокотемпературных ХИТ (в соответствии с вы-
сокими температурами плавления ряда солей), например LiCI,
Т = 887 К.
По типу электролита различают ХИТ с водными электроли-
тами, неводными растворами, солевыми расплавами и твердыми
электролитами от низкотемпературных ионообменных мембран
до высокотемпературных керамик. При использовании в качест-
ве рабочего компонента лития могут применяться как неводные
электролиты на основе неводных растворов перхлората лития,
так и твердые электролиты.
По физико-химическим особенностям протекающего процесса
преобразования ЭХП разделяются на четыре основные группы.
1- Химические цепи характеризуются образованием новых
химических веществ. Например, для системы Н2/КОН/О2 с
электролитом на основе водного раствора щелочи КОН токооб-
162
разующая реакция на аноде происходит с образованием воды,
восстановлением группы ОН~ водородом и вытеснением двух элек-
тронов в электрод и внешнюю электрическую цепь с получением
энергии AG^ :
Н2 + 2ОН " 2Н2О + 2е + AGt . (8.1)
На катоде кислород при воздействии приходящих из зам-
кнутой электрической цепи в электрод электронов окисляет
воду, образуя группу ОН-. Необходимая для этого энергия ДС?2
сообщается от токообразующей реакции (8.1)
0,5О2 + Н2О + 2е + АО, 2ОН - . (8.2)
Итоговая реакция химической цепи образования запишется
в виде
Н2 + 0,5О2 Н2О + AG , (8.3)
где максимальная работа реакции АС? определяется уравнением
Гиббса—Гельмгольца (4.13) и равна разности энергий:
AG = AG^ - Д(32 = nFE ; (8.4)
п — число электронов, отдаваемых в цепь (2е);
F = 96497 Кл/моль — число Фарадея;
Е - ЭДС, развивающаяся в данной реакции, В.
Реакция (8.3) удобна краткостью записи, но в ней теряется
физический смысл проходящих на электродах и в зазоре ЭХП
процессов. Например, при использовании в качестве электроли-
та ионообменной мембраны, когда ионный токоперенос осущест-
вляется не отрицательной группой ОН", а положительными ио-
нами водорода, токообразующая реакция идет не на аноде, а на
катоде, где кислород окисляет ионы водорода с образованием
воды и поглощением электронов из электрода и внешней цепи:
0,5O2 + 2H+ + 2e^H2O + AG1 . (8.5)
На аноде идет электрохимическая реакция ионизации водо-
рода и перехода его ионов в мембрану, так как электроны от-
бираются внешней цепью и создается необходимая для иониза-
ции в присутствии катализаторов разность потенциалов:
Н2 - 2е + AG2 2Н+ . (8.6)
Если же в качестве электролита использовать керамику —
двуокись циркония, которая при повышенных температурах
Т = 900 К обладает проводимостью по отрицательным ионам
163
кислорода, токообразующая реакция, как и в случае (8.1), идет
на аноде с образованием паров воды за счет окисления водорода
ионами кислорода:
Н2 + 0““Н20 + 2е + AG^ . (8.7)
Освобождающиеся электроны переходят по внешней цепи к
катоду и там способствуют ионизации кислорода, поступлению
его в электролит, чтобы компенсировать расход ионов на аноде
и возникающие градиенты концентрации и потенциала:
0,502 + 2е + AG2 О" " . (8.8)
Несмотря на то что физико-химические процессы во всех
трех случаях различны и даже продукт реакции — вода выде-
ляется на разных электродах, итоговая реакция этой системы
одинакова и соответствует выражению (8.3).
2. Цепи вытеснения Якоби—Даниэля характеризуются электро-
химическими реакциями замещения компонентов, что удобно для
связанного хранения высокоэнергоемких, но неудобных в чис-
том виде веществ, например фтора в системе Li/LiC104/CuF2 .
Токообрдзующая реакция идет на катоде с образованием LiF
(фтористого лития), обладающего большим энергетическим вы-
ходом. Компоненты этого соединения в соответствии с данными
табл. 2.2 и разд. 2.2 обладают наиболее высокими удельными
энергиями и развивают наиболее высокую ЭДС. Так как энер-
гия связи CuF2 приблизительно в 2,5 раза меньше, чем у LiF,
на катоде происходит токообразующая электрохимическая реак-
ция вытеснения:
2Li+ + CuF2 + 2е 2LiF + Си + . (8.9)
Анодная реакция ионного растворения лития в электролите
аналогична реакции (8.6):
2Li - 2е + AG2 2Li+ . (8.10)
Новыми разновидностями цепей вытеснения являются цепи
замещения. Например, в системе, описанной уравнениями (8.9)
и (8.10), вместо сложного в эксплуатации лития используют
кальций, алюминий или его сплавы с литием. Токообразующая
реакция идет с ионами лития из электролита, совпадая в точ-
ности с (8.9). На аноде же идет ионное растворение кальция,
алюминия или лития из сплава с замещением расхода ионов
лития в токообразующей реакции. Состав электролита при этом
меняется и система, по сути, работает на запасенном в электро-
лите “горючем” ограниченное время. Второй разновидностью
164
этой же цепи вытеснения является система с электролитом-
окислителем, когда один из компонентов также расходуется не-
посредственно из электролита, но не замещается, например
Li/LiNOg/Ni или Li/H2O/Ni , Li/HNO3/Ni и т.д. Токообразую-
щая реакция проходит на катоде между ионами электролита, в
соответствии с подводимыми из внешней цепи электродом элек-
тронами:
2Li+ + NO" Li2O + NO2 - 2е + AG^ . (8.11)
Из электролита уходят только положительные ионы, что за
счет возникающих градиентов концентрации и потенциала ионов
в электролите и электронов во внешней цепи приводит к иониза-
ции анодного компонента в соответствии с выражением (8.10).
На кислороде (в том числе и из воздуха или перекиси во-
дорода) и воде из водно-щелочного или солевого электролита ра-
ботает алюминий-кислородный топливный элемент, развивая
ЭДС Е = 1,65 В:
ч я
А1 +1 Н2О +1 О2 А1(ОН)3 - (8.12)
3. Концентрационные цепи характеризуются различной кон-
центрацией активного компонента на электродах и обеспечива-
ют процесс в ЭХП за счет различной энергии его связи при раз-
ных концентрациях. Характерным представителем таких ЭХП
является элемент на амальгамах ртути Li/LiCl/LimHgz;, где эв-
тектика однокатионных расплавленных солей /LiCI, LiL, LiF/
обеспечивает снижение температур до Т = 614 К вместо Т = 893 К
для LiCI. Катодная токообразующая реакция идет с увеличени-
ем концентрации лития в амальгаме (n < k):
Li+ + LizlHg + е Li^Hg + AG^ . (8.13)
Анодная реакция компенсации убыли ионов Li из электро-
лита идет с уменьшением концентрации лития в амальгаме,
как и (8.10) (т < п):
Liz;Hg - е + А(?2 LiznHg + Li+ . (8.14)
По мере выравнивания концентрации на электродах падает
ЭДС элемента и для его поддержания необходимо сменять
амальгамы или восстанавливать в них первоначальную концент-
рацию, например выпариванием ртути — регенерацией компо-
нентов. При этом ЭДС изменяется в пределах Е = 0 4- 0,6 В.
165
4. Смешанные концентрационно-химические цепи характери-
зуются компонентами, способными, вступая в реакцию между
собой, образовывать ряд соединений различного состава и энергии
образования, например системы Na/A ^О3 + 0,1 INgO/Pb , имею-
щей продукты реакции NaPbg; NaPb; Na2Pb; Na5Pb2; Na46Pb4.
Вместо твердого электролита Al2O3Na2O , обладающего проводи-
мостью при температуре Т = 573 К, можно использовать и рас-
плавленные солевые эвтектики. Токообразующая катодная реак-
ция будет иметь вид
Na+ + NanPbft £ Na^Pb^ - е + ДС^ , (8.15)
анодная реакция, инициируемая отбором электронов, идет по
(8.10).
8.1.2. Электродные процессы и стандартный
потенциал в ЭХП
На границе раздела электролит — электрод (см. рис. 4.2,6)
создается так называемый двойной слой. Металл электрода, рас-
творяясь в электролите, образует слой положительно заряжен-
ных ионов у поверхности раздела фаз, а в металле накаплива-
ются электроны проводимости, пока создавшаяся разность по-
тенциалов не остановит этот процесс. В действительности он не
остановится, а будет скомпенсирован обратным процессом раз-
ряда ионов из электролита. Баланс токов будет таким же, как
при процессе в других типах преобразователей (см. (4.1)—(4.4)),
с тем отличием, что роль неосновных носителей в электролите
играет хаотический поток положительных ионов на электрод,
не задерживаемый возникшим потенциальным барьером. Помес-
тив в электролит второй стандартный электрод сравнения,
можно определить относительную величину образовавшегося ба-
рьера, аналогичного контактной разности потенциалов. Обычно
в качестве электрода сравнения используют водородный
электрод со своим электролитом, соединенным капилляром с
испытуемой системой. Стандартные потенциалы, приведенные к
температуре Т = 298 К, представлены табл. 8.1. Здесь же даны
и потенциалы, полученные в солевых расплавах при Т = 973 К
с натриевым электродом сравнения.
Электродвижущая сила химической цепи в условиях, отли-
чающихся от стандартных, может быть оценена по разности по-
тенциалов:
Е = Фа - Фк
(8.16)
166
Таблица 8.1
Электрод Li/Li+ Na/Na+ A1/A13+ Mn/Mn2+ O/O2+ Zn/Zn2+ s2~/s
ф2т -3,045 -2,714 -1,662 -1,180 -1,10 -0,7628 -0,510
ФЫа -1,182 0,000 4-1,602 4-1,478 4-1,40 4-1,818 4-2,182
Электрод Fe2+/Fe Pb2+/Pb Cu2+/Cu Hg2+/Hg Ag+ /Ag cr/ci9 f~/f2
Фет -0,4402 -0,126 4-0,337 4-0,788 4-0,7991 4-1,3595 4-2,87
ФьГа 4-2,269 4-2,169 4-2,339 4-2,852 4-3,484 4-3,62 4-5,52
Распределение потенциалов у электродов ЭХП показано на
рис. 8.1. Ток и скорость перехода ионов металла в расплавлен-
ный солевой электролит пропорциональны поверхностной кон-
центрации вытягивающих своим полем ионов расплава С про-
Jr
тив барьера U& - :
и = КгСр ехр -..= Кг Ср ехр . (8.17)
Аналогично для потока ионов из расплава на электрод:
U = K2 ст ехр - дГ Р = g2 ст ехр - рд-.? а (8.18)
В равновесном состоянии, после образования двойного слоя
с потенциалом (ра , приравнивая (8.17) и (8.18), получаем с уче-
том ехр
С ™ ип-ия- ^Фя
1 Ср ехР да “ К-2 еХР да ’
откуда следует
£7И - ?7р + 77J(pa _ К2 Ст
ехр
=* -
Логарифмируя это выражение и заменяя U - U = w - z ,
К* Jr
получаем, умножая на —~ ,
167
Рис. 8.1. Потенциальная диаграмма разряда у электродов
электрохимического преобразователя:
а — процессы на аноде; б — процессы на катоде;
в — процессы в ХИТ в целом:
1 — без учета скачка потенциала;
2 — с учетом скачка потенциала (схематично показаны
потенциальные диаграммы осажденных на электродах
положительных ионов и ионов расплавов;
Ua - потенциал анода; Uw - осажденного иона; Up - иона расплава;
z — барьер выхода; w - барьер осаждения ионов
(потенциал катода UK < U& в соответствии с режимом
по вольт-амперной характеристике)
Фа
—--^lnK-nF-^~\n Cfm .
nF nF nF m
(8.19)
Первые два члена правой части выражения (8.19) представ-
ляют собой равновесный потенциал (р® , что позволяет записать
формулу Нернста для электродного потенциала через стандарт-
ный потенциал и логарифм активностей:
о RT , „. о ВТ , ап+ ,о
Фа — Фа “ njp 11 Cfm — ф — In п - (8.20)
CL
Используя выражения (8.16) и (8.20) для обоих электродов,
можно выразить величину ЭДС:
о п
Е = <Ра-Ч>к= Ч’а-Ч’к
“ ^77 [У In а!,1 - У In а.
nF а
(8.21)
168
В режиме полезной нагрузки равновесие нарушается и через
электроды, двойные слои и электролит пойдет ток. В соответст-
вии с выражениями (4.3)—(4.8) изменяются потенциалы
электродов. Однако условия (4.9)—(4.12) соблюдаются только
для высокотемпературных ЭХП, для большинства ХИТ вольт-
амперные характеристики непрямолинейны (см. рис. 4.4)
8.1.3. Поляризация ЭХП
В токовом режиме в ЭХП, так же как и в ТЭП, меняются
приэлектродные барьеры, структура двойных слоев. У электро-
дов и в электролите появляются необратимые потери напряже-
ния, приводящие к снижению эффективности ЭХП, падению его
КПД. Потери напряжения в ЭХП принято называть поляризаци-
онными. Ввиду специфичности электродных процессов поляри-
зационные потери следует рассматривать для каждого электрода
отдельно. Уравнение вольт-амперной характеристики ЭХП при-
мет вид
U = («Ра - - Г<Рк - Л,Рк£~1 - ЛЩ =
= Е - A(pa£ - А(ркх ~ JXRi , (8.22)
где и A(pKj — суммарные поляризационные потери у анода
и катода ЭХП, а последний член учитывает суммарные омичес-
кие потери в зазоре.
Поляризация электродов определяется тремя основными ви-
дами потерь напряжения: активационной (или химической) по-
ляризацией, связанной с кинетикой электрохимических процес-
сов; концентрационной поляризацией, определяемой процессами
диффузии рабочих компонентов и продуктов реакции у поверх-
ности электрода; омической, связанной с электрическим сопро-
тивлением электродов и приэлектродных слоев:
Афх = А(Рх + Афк + А(рг . (8.23)
Химическую поляризацию принято выражать уравнением
Таффеля
anF j0
где а = 0,4 -?-0,6 — коэффициент переноса; /0 — плотность тока
обмена, соответствующего токам перехода заряженных частиц
через границу раздела электрод—электролит в обоих направле-
ниях и характеризующего кинетику обмена в равновесных со-
стояниях:
169
Jo ~ - nFC^ Ст ехр
(8.25)
Плотности токов 7 и j определяются скоростями перехода
ионов Т? и tf, (8.17) и (8.18), умноженными на заряд иона п и
число Фарадея F = 96497 Кл/моль. Химическая поляризация
характерна для низкотемпературных ЭХП, когда токи обмена
малы и увеличиваются с ростом тока преобразователя j, что
легко заметить из выражений (8.24) и (8.25).
Концентрационная поляризация связана с изменением кон-
центрации веществ у поверхности электрода ЭХП на токовом
режиме работы, в связи с чем изменяются и электродные по-
тенциалы. Решая уравнение диффузии для плоского электрода,
можно записать
nFD (<\ - С2
i = -—Ч-----
(8.26)
где JD — коэффициент диффузии ионов, разряжающихся на
электроде; — концентрация ионов в электролите; С2 — кон-
центрация ионов у поверхности электрода после прохождения
тока ] ; 3 — толщина диффузионного слоя. Предельная плот-
ность тока, соответствующая С2 = 0, будет
nFDC-^
in =
Из (8.26) и (8.27) выразим концентрацию через
< у \
С2 = С1 1-f- •
I 1п)
Используя уравнение (8.20), определим потенциалы
(8.27)
(8.28)
электрода:
Ф = <Ро + ^1пС’ (8.29)
откуда можем найти величину концентрационной поляризации
по отношению концентраций или, используя (8.28), по отноше-
нию тока ЭХП к предельному току, или, выражая jn из (8.27),
по коэффициенту диффузии:
, с2 RT
n Сг ~ nF
(8.30)
Омическая поляризация обусловлена наличием на электроде
тонкой пленки 3. Если в ней нет градиента концентрации
170
ионов, Д(рг зависит от тока, сопротивления В5 и для неустано-
вившегося процесса от емкости пленки Cg , изменяясь по вре-
мени после включения тока:
Acpr = jjRg 1 — exp
t
KSC5
(8.31)
За время t = 10“ 5 с наступает полная омическая поляриза-
ция, и вторым членом выражения (8.31) можно пренебречь.
На рис. 8.2 показана зависимость поляризационных потерь
напряжения (а — анод, к — катод) от плотности тока, которая и
определяет окончательный вид вольт-амперной характеристики.
Эти потери по разному изменяются для различных компонентов:
газов или металлов. Например, ионное растворение анодного ме-
талла в расплавленном солевом электролите ни активационной,
ни концентрационной поляризацией практически не ограничено.
В то же время катодный процесс образования продуктов реакции
ограничен, особенно резко при больших у, когда скорости их диф-
фузии от электрода оказываются недостаточными.
Рис. 8.2. Поляризационные (а) и волът-амперные (б)
характеристики электрохимического преобразователя:
1 — концентрационная поляризация; 2 — омическая поляризация;
3 —активационная поляризация; индекс “а” соответствует
аноду; индекс “к” — катоду
Электродные процессы, представленные уравнениями (8.1)—
(8.15), обычно протекают в несколько стадий, зависящих от
конкретных условий ЭХП. Даже для водорода в контакте с ще-
лочным электролитом реакция, протекая по уравнению (8.1),
имеет три этапа: адсорбцию водорода, перенос электронов и по-
верхностные реакции. Для повышения скорости этих процессов
при нормальных значениях температуры и давления в электрод
вносят катализаторы, способные адсорбировать водород, т.е.
элементы с незаполненным ^-уровнем.
171
Эти вакансии способны взаимодействовать с донорами элек-
тронов, ускоряя адсорбцию. На рис. 8.3 показаны примеры уве-
личения скорости реакции окисления водорода, т.е. плотности
Рис. 8.3. Влияние вида
катализатора на плотность
тока водородного электрода
топливного элемента
тока при различных катализато-
рах для угольного электрода.
На кислородном электроде ре-
акция (8.2) протекает сложнее, с
участием металла поверхности М
в несколько стадий:
О„ + Н„О + 2е но; + ОН “
М + НО; НСГ + М + О (8.32)
М+|о2 + Н2О + 2е-> 20Н"+М ,
где третья реакция может приво-
дить и к восстановлению адсорбированного кислорода в О2 , ко-
торый снова участвует в первой реакции:
2 [М + О] 2М + О2
(8.3о)
Н2О“ ОН " + 0,5 о2 .
В качестве катализаторов для кислородного электрода при-
годны металлы платиновой группы и хром, для щелочных
электролитов наряду с серебром, пористым углем пригодны Fe,
Со и Ni. Каталитическая активность с течением времени умень-
шается из-за накопления конечных или промежуточных про-
дуктов реакции, примесей к компонентам, вымывания части ка-
тализатора. Если применение катализаторов позволяет уменьшать
активационную поляризацию, то концентрационная может быть
уменьшена улучшением процесса массообмена у электродов и в
межэлектродном зазоре, например продувкой компонентов, про-
качкой электролита, повышением температур, более эффективной
организацией поверхности электродов. Омическая поляризация
электродов также зависит от конкретных условий образования
приэлектродной пленки и может быть иногда сложной функ-
цией плотности тока. При определении стадий, ограничивающих
эффективность ЭХП с помощью электродов сравнения, поставлен-
ных в межэлектродный зазор, определяют изменение потенциалов
электродов по режимам вольт-амперной характеристики, что по-
зволяет снимать поляризационные характеристики.
Хронопотенциометрический метод измерения времени рез-
кого увеличения потенциала электрода из-за достижения пре-
дельной плотности тока j и С2 = 0 (см. уравнение 8.27) при про-
172
пускании через электрод заданного тока постоянной величины
0,5 тс0,5 nFDC0’5
j = jn -----Q-g-----позволяет определить D обработкой полу-
1: ’
ченных осциллограмм.
Полярографические методы исследования кинетики электро-
дных процессов основаны на анализе диаграмм ток — потенци-
ал, полученных на ртутном или вращающемся электроде и
имеющих характерные волны, которые соответствуют различ-
ным электродным процессам и их предельным токам. При этом,
зная потенциал полуволны, можно по стандартным электро-
дным потенциалам провести качественный анализ проходящей
реакции. Используя мостовые и безмостовые схемы переменного
тока, можно определять активное Bg и емкостное Cg сопротивле-
ния границы электрод — электролит (см. уравнение (8.31)), что
позволяет по сопротивлению реакции Л найти плоскость тока об-
мена j0 =
ЛТ
nF Л
и коэффициент переноса а уравнения (8.24).
8.2. Основные характеристики химических
источников тока
Химические источники тока характеризуются величиной
ЭДС, удельной энергией, равной отношению энергоемкости ХИТ
к его массе, и удельной мощностью. Могут использоваться и
такие характеристики, как емкость ХИТ, удобная при сравне-
нии ХИТ одинакового напряжения, и КПД, полезный для ана-
лиза основных потерь энергии с целью определения возможнос-
тей повышения эффективности.
8.2.1. Термодинамические свойства рабочих
компонентов ХИТ
Опубликованные таблицы основных термодинамических
свойств веществ, приведенных к Т = 298 К: стандартной теплоты
(энтальпии) образования ДН^эз Дж/моль, стандартного изобарного
потенциала образования Дбг298 Дж/моль, стандартной энтропии
^298
Дж/(моль • К) и стандартной теплоемкости С Дж/(моль • К),
р298
позволяют для любого соединения рассчитать ЭДС и удельную
энергию по расходу компонентов, если это соединение образовы-
вать в электрохимической системе. Определив рабочую температу-
ру ХИТ по приемлемому для эксплуатации агрегатному состоя-
нию компонентов, продуктов реакции, типу электролита, можно
рассчитать основные параметры для этой температуры. Изменение
энтальпии определится как
173
ДЯ = Яр - H29s = J Cp dT + ДНа + f Cp2 dT , (8.34)
298 Та
где Та — температура изменения агрегатного состояния; ДНа —
теплота изменения агрегатного состояния; Тр — рабочая темпе-
ратура; Нр — энтальпия при температуре Тр .
Если в рассматриваемом диапазоне температур имеется не-
сколько фазовых превращений, уравнение (8.34) дополняется
соответствующими членами ДНа и Ср dT.
Изменение энтропии найдется аналогично (8.34) из соотно-
шения
т т
а р
Г с„ дяа гСъ„
AS = Sp-S293 = J -j? dT +-у2-+ J-тр dT . (8.35)
298 а Т
а
Записав уравнение Гиббса — Гельмгольца (4.13), можно
найти ДО, что позволит определить величину ЭДС:
Е = (8.36)
где п — число электронов, проходящих через внешнюю цепь в
соответствии с уравнением образования рассматриваемого вещест-
ва. Если для расчета используются таблицы, где термодинамичес-
кие свойства заданы в ккал/моль, то вместо F = 96497 Кл/моль в
уравнение (8.36) подставляем FK = 23,08 ккал/(В • моль). Для полу-
чения практически удобной единицы измерения в кВт ч/кг
ДО Дж/моль делим на 3600 М, где М - молекулярная масса.
Для цепей вытеснения и замещения (типа (8.11)) уравнения
(8.34), (8.35) необходимо суммировать по принимающим учас-
тие в электрохимической реакции веществам с учетом их энер-
гий образования или разложения, молярного баланса и п от ко-
нечных продуктов (“кон”) до исходных (“исх”):
п k
АН = £ 11кон - Z ^ИСХ • (8.3 7)
Аналогично для измерения энтропии
п k
AS = X «кон - I SHOX • (8-38)
1 1
174
8.2.2. Температурный коэффициент ЭДС
Зависимость ЭДС от температуры определится при подста-
новке в-уравнение Гиббса—Гельмгольца AG = - ДН + TAS выра-
жения (8.36):
„ ЛЯ т AS
Е = — ~Т-^р = а-ЪТ. (8.39)
AS
Знак температурного коэффициента определяет уменьше-
ние при AS > 0 или увеличение ЭДС при Д8 < 0. Если число
молей во время электрохимической реакции уменьшается, на-
пример при образовании моля воды расходуется 1,5 моля ком-
понентов, температурный коэффициент будет отрицательным и
ЭДС, как представлено на рис. 8.4, также уменьшается. Умень-
шение числа молекул в 1,5 раза требует дополнительного отвода
тепла от системы для сохранения температуры на постоянном
уровне, что определяет AS > 0 и знак - ЬТ в уравнении (8.39).
Рис. 8.4. Зависимость ЭДС различных
электрохимических преобразователей
от температуры:
1 — 2СО + О2=2СО2;
2 — 2Н2 + О2 = 2Н2О ;
3 — 2С + О2 = 2СО ;
4 — С + О2 = СО2 ;
При сохранении числа молей постоянным, как, например, в
реакции образования углекислого газа (твердая фаза С не учи-
тывается) или окисления метана СН4 = 0, AS = 0, ЭДС не зави-
сит от Т.
Если число молекул в реакции возрастает, для поддержания
температуры постоянной необходимо затратить дополнительную
энергию, что определяет снижение АН < AG . Знак при AS < 0 и
температурном коэффициенте положительный, и ЭДС возрастает с
ростом температуры, как это наблюдается при образовании СО.
8.2.3. Коэффициент полезного действия ЭХП
Полезное использование запасенной в компонентах ЭХП
энергии тем выше, чем меньше термодинамические потери, свя-
занные с возрастанием энтропии при AS > 0, потери напряже-
ния на различные виды поляризации, токовые потери на утеч-
ки по электролиту и коррозию. В соответствии с этим различа-
ют три вида КПД ЭХП.
175
Термодинамический, или
с выражением (4.14)
находится
AG
“ Л гг
“идеальный”, КПД в соответствии
как
при AS > 0 ;
(8.40)
'т
AG
= 1 при AS < 0 .
АН + TAS
Если считать запасенной энергией только химическую энер-
гию компонентов и не учитывать тепло из окружающей среды
TAS, для AS < 0 по второму из этих отношений следует Г|т > 1.
Электрический КПД определяется долей ЭДС, приходящей-
ся на внешнюю нагрузку по соотношениям (4.6), (4.7), и дол-
жен оптимизироваться, так как при Т|э = 1 и Г7К = Е ток ЭХП
равен нулю. В этом случае равны нулю полезная мощность и
суммарный КПД всего ЭХП в целом.
Токовый, или фарадеевский, КПД определяется током по-
лезной нагрузки, отнесенным к току, который мог бы быть
обеспечен расходом компонентов по их электрохимическому эк-
виваленту или в соответствии с числом Фарадея F. Дополни-
тельный расход связан с реакциями коррозии электродов, когда
микронеравномерности их состава образуют короткозамкнутые
микроэлементы. Этот расход может быть суммарно выражен через
так называемый ток или плотность тока саморазряда j , тогда
(8.41)
Эффективный КПД ЭХП определится произведением
(8.42)
8.2.4. Удельная энергия ЭХП
Удельная энергия по расходу рабочих компонентов выразит-
ся отношением максимальной работы реакции — изобарного по-
тенциала образования AG к сумме мольных масс, принимающих
участие в реакции компонентов восстановителя (горючего) и
окислителя Мъ , MQ . Ввиду продолжительности работы ЭХП
единицей измерения удельной энергии удобнее брать Вт • ч/кг
или кВт • ч/кг с учетом термодинамических Дт , поляризацион-
ных Т]э и токовых Т]. потерь:
176
AG Пт Пэ П/
Э -
уд 3600 fm„ M + a mn M
IBB о о
nF цт Пэ
(8.43)
3600 {m_ + a Mn
I Б В <J О
1 +4
. ч
Коэффициент (X учитывает отличие от стехиометрического
состава компонентов, вызванное конструктивными или эксплуа-
тационными особенностями, а п — число электронов, проходя-
щих через внешнюю цепь; ms и то — число молей окислителя
и восстановителя, принимающих участие в реакции.
Уравнение (8.43) можно преобразовать к виду
где Lo
26,8пЕг|тПэ
Эуд “ Гj V
тп_ ЛС Г1+ a Ln ] 1+4
хь В J у
(8.44)
— стехиометрическое соотношение расходов окислителя
и восстановителя в электрохимической реакции. Для реакции
Н9 +0,5О9 -> Н9О Ln = 8.
£л £л U
Компоненты составляют около 10% общей массы ХИТ, поэ-
тому удельная энергия, определенная из выражения (8.44), долж-
на быть умножена на коэффициент К = 0,1 4- 0,3, учитывающий
массу конструкции, которая для топливных элементов с системой
хранения компонентов отдельно
от ЭХП дает более выгодное со-
отношение.
При разряде ХИТ его харак-
теристики по времени ухудша-
ются (рис. 8.5). В конце разряда
остается некоторое количество
неиспользованных активных ве-
ществ. Фактическая энергия, по-
лученная от ХИТ, будет
т
Э = f Ш (к . (8.45)
о
При разряде постоянным током
Рис. 8.5. Разрядные
характеристики серебряно-
цинковых аккумуляторов
при различной температуре
Эг = у J U d'l « Uc Ут .
о
177
При разряде с постоянным наружным сопротивлением
о
В зависимости от вида разрядных характеристик (разряда
при постоянном токе J = const, постоянном напряжении U = const
или постоянном внешнем сопротивлении = const) получим
различные величины энергии Э. , Эр , Эг .
Емкость ХИТ определяется по снятому с него при разряде
количеству электричества Q, т.е. интегралу тока:
т
Q = J Jdx; (8.46)
о
т
Q. = Jt (при J = const); Qr = R~1 f U dx (при = const).
о
8.2.5. Мощность и удельная, мощность ХИТ
Мощность ХИТ пропорциональна его напряжению, плотнос-
ти тока и площади электродов:
= UjS3 = Вт. (8.47)
Плотность мощности будет максимальна в точке перегиба
вольт-амперной характеристики, показанной на рис. 4.4 и рис. 8.2,
и с увеличением U и Т|э от этой точки будет снижаться из-за
падения ]. Поверхность электродов пропорциональна массе
ХИТ, т. е. удельная мощность должна следовать за плотностью
мощности U] с конструктивным коэффициентом k, равным от-
ношению массы электродов к массе всего ХИТ:
. _ Е 7'fe Вт
уд кг ’
(8.48)
2 2
где уэ — удельная масса электрода, на см или м (так же, как
и плотность тока у). Сопоставляя выражения (8.44) и (8.48),
видим, что с ростом удельной энергии при увеличении Т|э удель-
ная мощность ХИТ вследствие падения плотности тока падает. За-
висимость удельной мощности от удельной энергии различных
ХИТ представлена на рис. 8.6. Параметры конкретного ХИТ
должны выбираться с учетом особенностей его эксплуатации на
максимальную удельную мощность или удельную энергию или их
178
Рис. 8.6. Зависимость
удельной мощности от удельной
энергии различных ХИТ:
1 — свинцово-кислотный;
2 — никель-кадмиевый;
3 — никель-цинковый;
4 — серебряно-цинковый;
5 — воздушно- железный;
6 — воздушно-цинковый;
7 — натрий-серный;
8 — ли>тий-серный;
9 — водород-кислородный
определенное сочетание. В случае ус > 0 режим максимальной
удельной энергии определится оптимизацией электрического КПД
на максимальную Э. Например, если для линеаризированного
участка вольт-амперной характеристики принять
. E-U . 1 ~ Пэ z
пр Е - и ~ 1 1 - п ~ 7пр 1 1,3 ’
пр х 'эпр \ /
(8.49)
где и С7пр — координаты предельной точки характеристики
(конца линеаризированного участка ВАХ), и подставить эту за-
d3
висимость в (8.44), из условия -= 0 получим
'Ъ.опт
Aip J Лгр?
(8.50)
т. е. с увеличением отношения тока саморазряда к предельной
плотности тока оптимальная величина Т|э уменьшается до Т| = 0,8
/с
при —— = 0,06.
•^пр
8.2.6. Ресурс ЭХП
Различные типы ХИТ (в зависимости от применяемых ком-
понентов и условий хранения) имеют определенный срок со-
хранности. Ресурс первичных элементов определяется их емкос-
тью или массой и удельной энергией для заданного режима раз-
ряда по уравнениям (8.44), (8.45) с учетом глубины разряда, т.
е. количества остающихся неиспользованными компонентов.
Для аккумуляторов ресурс выражают также числом циклов за-
179
ряда и разряда, при которых емкость сохраняется в пределах
допуска. Зависимость допускаемой глубины разряда А от требу-
емого числа циклов п для аккумуляторов может быть представ-
лена в полулогарифмических координатах А = /(In п) прямыми
линиями, например для никель-кадмиевых аккумуляторов при
начальной удельной энергии Эуд^ = 40 Вт • ч/кг и n = 102 циклов
можно принять А = 100%, а при п = 105 А = 0. Для никель-во-
дородных при Э = 50 Вт • ч/кг А = 100% при п = 4 102 цик-
УД0
5
лов и А = 20% при п = 10 циклов. Падение ресурса с ростом числа
циклов определяется изменением структуры пористых электро-
дов, переносом компонентов, дендритообразованием на электро-
дах при перезарядке и др. Оно достаточно сильно зависит от ра-
бочей температуры аккумулятора.
8.2.7. Бортовые ХИТ и аккумуляторы. КЛА
1. Наиболее часто применяемые в КЛА никель-кадмиевые
аккумуляторы Cd/KOH/Ni(0 )^Нразвивают ЭДС Е = 1,36 В и
эксплуатируются при U = 1,05 1,25 В.
Токообразующие процессы идут по уравнениям:
на никилевом электроде
2Ni(OH)3 + 2ОН " 2Ni(OH)2 + 2е + AGX ;
на кадмиевом электроде
Cd + ЗОН " -> HCdOTJ + Н2О + 2е - AG2 ; (8.51)
итоговый процесс
2Ni(OH)3 + Cd 2Ni(OH)2 + Cd(OB) ± AG .
Эти аккумуляторы (в зависимости от типа исполнения) об-
ладают удельной энергией Эуд = 14^-40 Вт ч/кг и выдержива-
ют п = 200 -ь 400 циклов, а в некоторых конструкциях — свыше
1000. Стандартные размеры корпусов прямоугольной или ци-
линдрической формы зависят от емкости. Корпусы могут иметь
герметичное исполнение, что необходимо для космической экс-
плуатации. Эксплуатационные температуры зависят от типа ис-
полнения и составляют Т = 243 -ь 313 К. Плотная сборка, капро-
новые сепараторы между электродами позволяют выдерживать
ударные’и вибрационные перегрузки до 100. Зависимость
Яуд = Эуд показана на рис. 8.6.
180
2. Серебряно-цинковые аккумуляторы Zn/KOH/AgO облада-
ют ЭДС Е = 1,84 В и эксплуатируются при U = 1,4 -г- 1,5 В. Сум-
марные токообразующие реакции могут определяться уравне-
ниями
AgO + Zn + Н2О Ag + Zn(OH)2 ± AG . (8.52)
В зависимости от продолжительности разряда они имеют
удельную энергию от 100 130 Вт • ч/кг и ресурс 25 4- 100 цик-
лов, выдерживают температуры до 343 К и стойки к ударным
и вибрационным нагрузкам. Использование серебра в этих ак-
кумуляторах ограничивает возможность их применения.
3. Серебряно-кадмиевые аккумуляторы Cd/KOH/AgO обла-
дают более низкими параметрами: ЭДС составляет £=1,4 В, а
рабочие напряжения U = 1,05 + 1,1 В. Их токообразующая реак-
ция
AgO + Cd + Н2О Ag + Cd(OH)2 ± AG . ' (8.53)
Удельная энергия составляет не более 70 Вт • ч/кг, ресурс
— 300 циклов. Серебряно-кадмиевые аккумуляторы имеют
малый саморазряд (менее 2% емкости в месяц), что позволяет
увеличить срок их хранения до 1,5 лет. Однако правила их за-
ряда более сложные, чем правила заряда серебряно-цинковых.
4. Никель-цинковые аккумуляторы Zn/KOH/Ni(OH)3 по то-
кообразующим процессам аналогичны серебряно-цинковым при
в три раза меньшей стоимости. Они обладают ЭДС Е = 1,83 В и
рабочими напряжениями U = 1,6 -г- 1,8 В, удельной энергией
Э =65 Вт • ч/кг, ресурс составляет 100 + 300 циклов.
У (Ц
5. Никель-водородные аккумуляторы Ni/KOH/H2 по своим
характеристикам близки к никель-кадмиевым, но обладают
большим ресурсом, и их характеристики более устойчивы в экс-
плуатации, так как водород деградировать не может. Их недо-
статками являются высокие давления и сложные правила заряда,
деградация пористых структур при повышении температуры.
6. Никель-металлгидридные аккумуляторы используют свя-
занное хранение водорода, что позволяет снизить давления,
вместо 60 + 90 • 105 Па у никель-водородных до 4 • 105 Па за
счет некоторого снижения удельных параметров (в России нахо-
дятся в стадии разработки).
7. Литиевые ХИТ, эксплуатируемые при температурах
40С < Т < 160‘С, выполняются с электролитами на неводных сис-
темах типа пропиленкарбоната, тетрагидрофурана и т. д. с до-
бавками для получения проводимости NaClO4 или ЫС1О4. В за-
181
висимости от типа катода они развивают ЭДС Е = 2 ч- 3,5 В при
удельной энергии Эуд = 300 Вт ч/кг. Температура ограничена
температурой плавления лития 7ПЛ = 459 К, электродные реак-
ции идут в соответствии с уравнениями (8.9) и (8.10).
Анодный компонент может применяться и в виде сплава
лития с другими металлами (алюминием), катодные компонен-
ты используются в форме связанного никелем или медью хлора,
фтора и др., например CuCl2, NiF2 и т. д. Использование лити-
евого анода с тионилхлоридом SOC12 в качестве электролита-
окислителя позволяет получить ЭДС до £=3,8 В. Литиевые
ХИТ достаточно дороги, отличаются сложной технологией изго-
товления (использование вакуума, инертной атмосферы).
При повышенных температурах могут использоваться литие-
вые и натриевые аккумуляторы с расплавленными солевыми или
твердыми электролитами типа р-глинозема (А12О3 + 0,llNa2O). В
качестве катодного компонента — окислителя используется
сера. Токообразующая реакция идет аналогично уравнению
(8.15) с образованием LiS или Na2S, обеспечивая ЭДС Е = 2,0 В
при прогнозируемой удельной энергии Эуд = 180 200 Вт • ч/кг.
Возможен целый ряд и иных систем. Путем конструктив-
ных и иных мероприятий, снижением удельной энергии можно
поднять удельные мощности ХИТ очень резко, до 15 кВт/кг
вместо обычных Ауд = 0,5 кВт/кг, что нужно для ряда задач
кратковременного энергоснабжения. В так называемых молеку-
лярных накопителях это осуществляется за счет резкого сниже-
ния толщины электродов и использования пропитанной
электролитом тонкой асбестовой матрицы при максимальном
развитии поверхности пористых электродов. Использование при
разряде накопленных в порах при заряде реагентов исключает
транспортные потери энергии в электролите, позволяя резко
поднять удельную мощность. В системах аварийного и резерв-
ного энергоснабжения применяются активируемые ХИТ. Акти-
вация ампульных батарей проводится выдавливанием электро-
лита из ампулы в межэлектродное пространство. Тепловые ба-
тареи активируются подогревом электролита до его расплавле-
ния или появления электропроводности безвизовыми пиросисте-
мами типа Fe + КСЮ4 ; Zr + ВСгО4 и др.
8.3. Параметры и основные характеристики
топливных элементов МТ А
При длительной работе бортовой энергосистемы и необходи-
мости ее большой энергоемкости хранение рабочих компонентов
182
на электродах ХИТ становится нерациональным, так как специ-
альная баковая система хранения обладает лучшими энерго-
массовыми характеристиками.
Подача компонентов в топливный элемент (ТЭ) требует со-
блюдения специфики рабочего процесса. Газообразные компо-
ненты не обладают электропроводностью, и необходима порис-
тая структура электрода, чтобы обеспечить существование гра-
ницы трех фаз: металлического электрода, подводящего или от-
водящего электроны, электролита с ионным транспортом одного
из компонентов и продуктов реакции и газообразного компонен-
та (слой Гельмгольца). Эта граница должна быть достаточно хо-
рошо развита, за счет увеличенной пористой поверхности чтобы
обеспечить достаточную среднюю плотность тока. Практически
тонкая пленка смачивает всю поверхность электрода, захваты-
вая и его газовую сторону. Ионный перенос, образование воды
и ее испарение приводят к разной концентрации электролита в
пленке, что усложняет в условиях пористой среды процессы то-
кообразования и поляризации. Средняя плотность тока в водо-
род-кислородных ТЭ достигает j = 100 150 мА/см2.
Электрохимические генераторы (ЭХГ) для КЛА составляют-
ся обычно из низкотемпературных ТЭ на водном щелочном
(нормальный щелочной раствор КОН) электролите и ограничены
температурой кипения воды (обычно до t = 96°С). Однако в на-
земной энергетике применяются и среднетемпературные и высо-
котемпературные ТЭ на расплавленном солевом электролите и
твердых электролитах. Высокотемпературные ЭХГ ТЭ разраба-
тываются для транспортных наземных и стационарных экологи-
чески безопасных электростанций с использованием кислорода
воздуха и смеси водорода и СО2 , полученных при тепловом ре-
форминге природного газа или жидкого топлива. Космические
ЭХГ используют, как правило, криогенное хранение жидких во-
дорода и кислорода с системой их подачи и регулирования в
ЭХГ. Они разрабатывались и применялись на пилотируемых
КЛА: орбитальном КЛА “Джемини”, КЛА лунных экспедиций
“Аполлон” и ЛОК (российский лунный орбитальный корабль),
многоразовых транспортных аппаратах (МТА) “Спейс-Шаттл”
(Космический Челнок) и “Буран”. Эти ЭХГ различаются по
типу электролита и методам его удержания в ТЭ. Наиболее ран-
ние системы предусматривали жидкий электролит (“Волна-20"
в ЛОК, ЭХГ в “Джемини”), матричный асбестовый электролит
с пропиткой раствором КОН применялся в ЭХГ “Фотон” для
“Бурана” и фтороуглеродные ионообменные мембраны с прово-
димостью по водороду используются в ЭХГ “Шаттла”.
Пористый электрод при применении жидких электролитов
должен обеспечивать газовое запирание от прорыва компонента в
183
электролит. Подбирая размеры пор, можно за счет капиллярного
давления уравновесить избыточное давление газа рг (рис. 8.7).
рг = рэ<2ст^-^. (8.54)
п
Рис. 8.7. Схемы (а) газоудержания и токообразования (б)
в поре электролита топливного элемента
Для никелевых электродов с щелочным электролитом краевой
угол 0 = 0, а поверхностное натяжение <7 = 9 • ПГ 2 Н/м. Тогда при
диаметре поры г = 6 мкм оно может уравновесить перепад дав-
лений в Ар = 6 Н/см2 (0,6 кг/см2). Поры могут выполняться
переменного радиуса, тогда они удерживают газ и при измене-
ниях перепада. Электрод может состоять и из двух слоев с раз-
ным диаметром пор. Запорный, обращенный к электролиту,
слой имеет поры меньшего диаметра и заполнен электролитом,
газовый — поры большего диаметра, обеспечивает подачу ком-
понента. При использовании матричного электролита он удер-
живается в порах асбестовой матрицы и необходимости в дву-
скелетных электродах с различными порами не возникает. Это
позволило Уральскому электрохимическому комбинату при пере-
ходе от жидкого электролита (“Волна-20") к матричному
(’’Фотон") резко повысить компактность ЭХГ и его мощность от
N3 = 1,1 кВт в одном агрегате до N3 = 10 кВт, собрав практичес-
ки в увеличенных вдвое габаритах вместо одной 30-элементной
батареи два блока по четыре батареи и показав возможность
при их последовательном соединении получать рабочие напря-
жения батареи 120 или 240 В вместо 30 В. Однако переход к
матричному электролиту потребовал большей точности в работе
системы подачи компонентов и вывода образующейся при
электрохимических реакциях воды.
184
Из (8.34)—(8.36) следует, что для нормальных условий
Е = 1,229 В, тогда Т|э = 0,80, рабочее напряжение элемента со-
ставит U = 0,85 • 1,220 = 1,0443 В.
Эффективный КПД ЭХП в соответствии с выражением (8.42)
для Г|г = 0,828, Т|э = 0,80, Т]. = 0,95 +-0,98 составит
Т| = 0,63 -j- 0,65 и в соответствии с (8.44) обеспечит
Э _ = 1,1 1,25 кВт ч/кг.
У ГТ
Выбор рабочей точки вольт-амперной характеристики дол-
жен учитывать возможность изменения тока и напряжения в
соответствии с графиком энергопотребления и допусками на из-
менение напряжения. Это определит требуемую форму вольт-ам-
перной характеристики с ее режимами минимального и макси-
мального токов (см. рис. 6.5), под которую с учетом фактичес-
ких характеристик j = ДЕ7) можно подобрать необходимые пло-
щади электродов S. Количество последовательно соединенных
элементов в генераторе и параллельных цепей определяется так
же, как и для всех многоэлементных установок, например по
(6.17) и (6.18). Параллельные цепи выбираются из условий на-
дежности и резервирования установки, а также возможности со-
хранения бортового напряжения в заданном допуске при резких
забросах мощности. Поэтому в “Фотоне” ЭХГ имеет восемь па-
раллельно соединенных 30-вольтовых батарей ТЭ, а вся энерго-
установка состоит из четырех “Фотонов”, один из которых на-
ходится в горячем резерве, а все остальные три работают лишь в
режиме максимальной мощности = 25 кВт (остальные 5 кВт
тратятся на внутренние нужды, в том числе разогрев баков).
В системах с ионообменными мембранами необходимости
удержания жидкого электролита на электродах нет.
В зависимости от типа применяемого электролита разраба-
тываются различные ТЭ с ионообменными мембранами (ИОМ) —
твердым органическим электролитом толщиной 0,2.... 0,3 мм.
Наиболее простые кислые ИОМ содержат сульфурные группы
SO3H и отщепляют ионы Н+, щелочные ИОМ — группы типа
CH2-(CH2)3NOH с отщеплением ОН", которые и обеспечивают
токоперенос. В начале 1960-х гг. ЭХГ с ТЭ на кислых ИОМ были
разработаны фирмой “Дженерал Электрик” и ВНИИТ в России
(рис. 8.8). Гидрофобные электроды были выполнены из тонкой ти-
тановой проволоки, покрытой платиновой чернью с фторопласто-
вым связующим. К электродам прижаты перфорированные тита-
новые токосъёмники. Пары воды, сконденсированные на токо-
съемнике, водосборными фитилями отводятся к пористому плас-
тинчатому сепаратору с кислородной стороны, где и происходит
отделение воды за счет капиллярных сил пористой перегородки.
185
Рис. 8.8. Схема топливного водород-кислородно-
го элемента с ионообменной мембраной:
1 — катодный токосъемник; 2 — трубки
теплоносителя; 3 — водосборные фитили;
4 — титановая сетка; 5 — электрод;
6 — анодный токосъемник;
7 — ионообменная мембрана; 8 — рамка
На обоих электродах предусмотрены трубки хладагента. Недо-
статком данного ТЭ являлась невозможность длительной работы
данной ИОМ при Т > 313 К. Последующее применение фтороугле-
родистых ИОМ позволило поднять температуры до Т ~ 355 К. По-
высить рабочие температуры до Т = 368-т-370 К можно применить
ТЭ со свободным щелочным электролитом. Они были разработа-
ны фирмой “Пратт Уитни” для пилотируемого КА “Аполлон” и
УЭХК для лунного орбитального корабля ЛОК. Два двускелетных
пористых никелевых электрода, приваренные к никелевым дискам
с канавками, образуют газовые полости компонентов (рис. 8.9).
Между электродами в электролитной полости с кольцевым фторо-
пластовым уплотнителем находится 80—85%-ный водный раствор
КОН, что позволяет при давлениях р = 4,4 • 105 Па поднимать тем-
пературу до Т = 473 533 К, т. е. — до среднетемпературного
диапазона. Отвод воды, образующейся на водородном электроде,
Рис. 8.9. Схема топливного водород-кислородного элемента
со свободным электролитом:
1 — двускелетный пористый катод; 2 — гофрированный корпус;
3 — фторопластовое кольцо уплотнения; 4 — электролит (КОН);
5 — двускелетный пористый анод
186
осуществляется ее испарением в циркули-
рующий водород и затем конденсацией при
Т = 343 К в пористом водоотделителе (см.
рис. 8.13). Топливные элементы с матричны-
ми мембранами, использующими тонкую
0,25—0,5 мм асбестовую матрицу, пропитан-
ную 35—54 %-ным водным раствором КОН
выполняются с гидрофобными электродами,
так как электролит удерживается капилляр-
ными порами матрицы. Отвод воды в таком
ТЭ, разработанном фирмой “Аллис Чалмерс”,
осуществлялся поглощением паров из водо-
Рис. 8.10. Схема
топливного
водорода — кисло-
родного элемента
с матричной
мембраной
родной камеры специальной водотранспорт-
ной мембраной с более концентрированной
щелочью, а затем выпариванием через по-
ристую подложку во влагоотделительную по-
лость (рис. 8.10). Этот статический метод во-
доотделения оказался достаточно сложным и
был заменен фирмой “Пратт Уитни” для
матричных ТЭ динамическим методом. Тот же метод использо-
ван в российских разработках ЭХГ “Фотон”. Характеристики
этих ТЭ приведены на рис. 8.11.
, Рис. 8.11. Вольт-амперные
характеристики ТЭ различных типов:
1 — свободный электролит;
2 — матричные мембраны;
3 — новые ионообменные мембраны с
рабочей температурой до Т = 355 К;
4 — первые ТЭ с матричными
мембранами на Т = 313 К
Желание облегчить систему хранения газообразных компо-
нентов, особенно водорода, привело к разработке ТЭ, где наряду
с обычным кислородным электродом вместо водородного исполь-
зуется гидразинный или алюминиевый электрод. На гидразин-
ном электроде могут идти реакции
N2H| = N2 -h 5Н+ + 4е ;
(8.55)
N2H4 + 4ОКГ = N24H2O + 4е ,
где первая реакция характеризуется AG = - 128,3 кДж/м, Е = -- 0,23 В,
а вторая AG = - 163,4 'кДж/м, Е = - 1,16 В.
187
Реакции протекают в несколько стадий: анодное окисление
по второй реакции, затем катодное выделение водорода и вос-
становление гидразина до аммиака. Катодное восстановление кис-
лорода идет по уравнению (8.2), а суммарная реакция запишется
так: N2H4 + О2 —> N2 + 2Н2О. Электродвижущая сила и термоди-
намический КПД элемента, приведенные к Т = 298 К, соответст-
венно будут Е=1,56 В и Т|т = 0,98, однако вследствие разности
между термодинамическими и стационарными потенциалами
электродов и взаимодействием гидразина с кислородом напря-
жение разомкнутой цепи снижается до £7 = 0,8*-1,2 В.
Определенные преимущества имеют алюминий-кислород-
ные ХИТ, обладая удельной энергией, близкой к водород-кис-
лородному. Практически алюминий применяется в полутоп-
ливном элементе так как анодный компонент запасен непо-
средственно в электроде. Продуктом реакции является гидрат
окиси алюминия, засоряющий электролит, что требует специ-
альных ,мер по его очистке. На аноде проходит токообразую-
щая реакция
А1 + ЗОН " -> А1(ОН)3 + Зе + , (8.56)
на катоде идет образование гидроксильной группы ОН”:
1,5Н9О + 0,75О9 + Зе - AG9 -+ ЗОН " ,
ci ct
и суммарная реакция принимает вид
А1 +1,5^0 + 0,7502 -+А1(0Н)3 + AG . (8.57)
К сожалению, особенно на бестоковом режиме (ЭДС), идут
паразитные реакции коррозии с выделением водорода:
А1 + ЗН2О -> А1(0Н)3 + 1,5Нз . (8.58)
Для подавления коррозии в электролит и металл добавля-
ются соли олова, индия и др., без чего ТЭ не работает. С рос-
том тока согласно (8.41) и (8.50) потери на коррозию резко сни-
жаются. Катодным компонентом может бытъ также перекись
водорода, кислород, в’ том числе воздух.
Элемент развивает ЭДС Е = 1,65 *- 1,8 В и обладает достаточ-
но большой величиной тока саморазряда — коррозии в режи-
мах разомкнутой цепи (ЭДС), что в соответствии с выражения-
ми (8.44) и (8.50) требует оптимизации характеристик и, веро-
ятно, ампульного запуска установки.
188
8.4. Разработка энергетических установок с электрохими-
ческими преобразователями
Энергетическая установка включает в себя, помимо собран-
ного из ТЭ генератора (ЭХГ), системы его терморегулирования,
подачи компонентов и автоматики, а также электросиловую
часть, обеспечивающую коммутацию, электропитание собственных
агрегатов. Основные подсистемы энергетической установки с водо-
род-кислородными ТЭ показаны на рис. 8.12. Ее конкретное во-
площение как для ЭУ космического аппарата “Аполлон”, так и
для разрабатывавшейся российской лунной экспедиции (ЛОК Н-1)
с целью повышения надежности предусматривает три ЭХГ, один
из которых все время полета находится в горячем резерве и
может быть включен в сеть при аварийной ситуации.
Рис. 8.12. Структурная схема энергосистемы,
космического корабля “Аполлон”
В то же время программа энергоснабжения предусматривает
возможность энергопитания от одного ЭХГ при выключении
ряда потребителей. Таким образом формируется система обеспе-
чения надежности.
В электросиловой части предусмотрены также строирован-
ные буферные аккумуляторы, позволяющие сгладить изменения
напряжения в сети энергопитания при изменении нагрузки. Эти
аккумуляторы и энергопитание посадочного блока позволили в
режиме максимально отключенного энергопитания вернуться на
Землю экипажу КК “Аполлон-13", когда из-за взрыва кислород-
ного бака вышли из строя сначала два ЭХГ, а затем весь основ-
ной блок ЭСУ. Принципиальная схема Российской ЭУ для лун-
ной экспедиции представлена на рис. 8.13. Подаваемые испаре-
нием из криостатов 1 и 2 через клапаны 11 компоненты подо-
189
греваются возвращающимся из холодильника-излучателя тепло-
носителем в теплообменнике 5, который за этот счёт дополни-
тельно охлаждается. Если кислород, поступая в полости ЭХГ
7 и ТЭ только время от времени продувается клапанами 6
для освобождения электродов от накопления инертных приме-
сей, то водород непрерывно прокачивается насосом 4 через ре-
генеративный теплообменник и конденсатор 5, охлаждаемый
теплоносителем. В водородном насосе-сепараторе 4 происходит
отделение сконденсированной воды (клапан 11) подающейся
затем в систему жизнеобеспечения экипажа. По мере расхода
водорода контур его циркуляции подпитывается из системы
хранения. В контуре предусмотрены клапаны продувки для
очистки от накапливающихся, нерасходуемых в ТЭ инертных
примесей. Теплоносителем и электролитом (контур 8 насос 9)
охлаждается не только конденсатор, но и блоки ЭХГ. Избы-
ток электролита компенсируется сильфоном 10. В системе
должны быть предусмотрены возможности шунтирования, от-
ключения и даже включения контура теплоносителя на разо-
грев, так как при изменении нагрузки резко меняется тепло-
Рис. 8.13. Принципиальная схема водород-кислородной
установки российского космического аппарата лунного
орбитального корабля (ЛОК):
1 — кислородный криостат; 2 — водородный криостат;
3 — теплообменник охлаждения ЭХГ; 4 — водородный насос;
5 — конденсатор воды; 6 — клапаны продувки кислорода и водоро-
да; 7 — электрохимический генератор ЭХГ “Волна-20";
8 — контур прокачки электролита; 9 — насос электролита;
10 — сильфонный накопитель электролита;
11 — клапаны подачи компонентов и выпуска воды
190
вой режим ЭУ. При максимальной мощности Т|э падает и тепло-
выделение за счет как роста IV, так и падения Т|э растет (в со-
ответствии с выражением (6.34)). Поэтому необходимо увели-
чивать ДТХ и расход хладагента Gx- В режиме минимальной
мощности и тем более при запуске ЭУ необходимо разогревать
ЭХГ до их рабочей температуры, чтобы вывести на режим но-
минальной плотности тока j и мощности.
Показанная на рис. 8.13 система подачи управляющего газа
служит для включения электропневмоклапанов схемы. В рос-
сийской ЭУ на ЭХГ для КЛА ЛОК управляющим газом служил
водород, обеспечивающий в то же время и аварийное отключе-
ние и вакуумирование ЭХГ в нештатной ситуации, на “Аполло-
не” США это был азот.
При резком увеличении мощности бортового энергопитания,
например от N = 3 до 6—24 кВт (на два работающих и один ре-
зервный ЭХГ), вырабатываемой конденсирующейся воды слиш-
ком много. Поэтом'у она может использоваться для систем ох-
лаждения сбросом за борт или накапливаться для последующего
воспроизводства компонентов электролизом.
Продолжительность работы энергосистемы ограничена расхо-
дом рабочих компонентов и способом их хранения. В табл. 8.2
показаны массы типичных систем хранения, отнесенные к вы-
рабатываемой электрической энергии. Принятое в настоящее
время для продолжительных полетов криогенное хранение
предусматривает сферические криостаты (рис. 8.14), рассчи-
танные таким образом, чтобы теплоприток по тепловым шун-
там и термоизоляции обеспечивал испарение компонента, не-
обходимое для обеспечения расхода на режиме минимальной
мощности. При повышении мощности включается электропо-
догреватель, обеспечивающий дополнительный расход. Для
уменьшения теплопритока трубопровод подачи компонента
спирально размещен на внутренней оболочке криостата в ва-
куумной полости, обеспечивая дополнительное охлаждение
криостата. В соответствии с различной плотностью Н2 и О2 и
их различными молярными расходами водородные криостаты
примерно в два раза больше кислородных. Для уменьшения
теплопритока излучением в вакуумной оболочке криостата
размещены пакеты экранно-вакуумной изоляции и ионные или
сорбционные вакуумные насосы, поддерживающие давление ва-
куума не выше 1,3 гПа. Расход компонента контролируется
датчиками емкостного типа.
191
7
Рис. 8.14. Принципиальная схема сферического
кислородного криостата:
1 — предохранительный клапан; 2 — датчик давления;
3 — сигнализатор давления; 4 — емкостной датчик количества-
компонента; 5 — трубопровод компонента; 6 — температурный
датчик; 7 — подрывная мембрана; 8 — колпак; 9 — термостат;
10 — электровентилятор; 11 — внешняя оболочка;
12 — внутренняя оболочка; 13 — электронагреватель;
14 — экранно-вакуумная изоляция
Таблица 8.2
Способ хранения Масса Н2 , кг/(кВт • ч) Масса О2 , кг/(кВт • ч) Масса всей системы, кг/(кВт ч)
Чистые компоненты 0,044 0,350 0,394
В стальных баллонах (р = 200 • 10б Па) 4,500 3,200 7,700
В композитных баллонах (сталь и стеклопласт) 2,400 1,400 3,800
Криогенное хранение в криостатах 0,185 0,450 0,635
Связанное хранение в ывн4 и н2о2 0,120 0,744 0,8646
Связанное хранение в FeTiH9 и Н909 XJ а а 2,993 0,744 3,737
192
Увеличение ресурса ЭУ с водород-кислородными ЭХГ возмож-
но за счет применения связанного хранения компонентов. При
этом часто используют разложение воды с помощью активных ме-
таллов и соединений, среди которых необходимо подобрать наибо-
лее водородсодержащие системы. Для примера сравним:
А1 + ЗН2О = А1(0Н)3 + 1,5 Н2 ,
дает выход водорода 3,7—5,5%;
Si -I- 2Нг>0 = SiO9 + 2 EL ,
дает выход водорода 6,2—14,2%;
ЫН + Н9О = ыон + щ,
£i Ci
дает выход водорода 8—12%;
ВеН2 + Н2О = Ве<ОН)2 + 2Н2 ,
дает выход водорода 8,5—36%;
ЫВН4 + 4Н2О = В(ОН)3 + 4Н2 + ЫОН ,
дает выход водорода 8,5—36,2%.
Так как во всех реакциях, кроме первой, получающейся в
ЭХГ, воды хватает для освобождения водорода, и она возвраща-
ется обратно. Ее можно не учитывать в энергобалансе, и про-
цент выхода водорода повышается (вторая цифра).
Оптимизация системы хранения показывает преимущество
четырехбаковой схемы: два водородных и два кислородных кри-
остата обеспечивают минимальную массу и максимальную надеж-
ность. Именно такая схема была принята для энергоустановок
российских КЛА лунной экспедиции (ЛОК Н-1) и МТА “Буран”.
Глава 9. Энергетические установки
с термоэлектрохимическими преобразователями энергии
и регенеративные топливные элементы
Необходимость повышения ресурса энергетических устано-
вок обусловливает разработки методов регенерации рабочих
компонентов, что позволяет разрешить проблему их хранения.
Регенеративный топливный элемент представляет собой сочета-
ние ЭХП с регенератором, использующим внешний источник
энергии, поэтому для установки в целом происходит превраще-
ние исходного вида энергии — тепловой в электрическую. В не-
которых типах таких установок количество компонентов снижает-
ся до одного, а регенератор практически неотделим от ЭХП.
Такой элемент называется термоэлектрохимическим преобразова-
телем (ТЭХП).
193
9.1. Методы разделения и регенерации
химических компонентов
Для регенерации рабочих компонентов из продуктов реак-
ции можно использовать практически все виды энергии.
Электрохимическая регенерация, характерная для вторичных
ХИТ, сводится к аккумулированию энергии, а не ее производ-
ству, и аккумулятор — ХИТ попеременно на режимах заряда и
разряда меняет свои функции.
Однако с увеличением емкости аккумулирующих систем,
особенно выше Э=200 кВт • ч, накопление компонентов на
электродах становится невыгодным, так как требует пропорци-
онального увеличения массы ХИТ, неоправданного по необходи-
мой мощности. Баковое хранение компонентов или их аккуму-
лирование интерметаллическими соединениями позволяет улуч-
шить энергомассовые характеристики такой системы. Во время
режимов минимального энергопотребления на борту КЛА избы-
точная мощность отбирается электролизером для разложения
воды на водород и кислород.
Структурная схема регенеративной водород-кислородной ЭУ,
предлагавшейся вместо аккумуляторов для пилотируемой орби-
тальной станции ресурсом в 10 лет и мощностью до N = 30 кВт,
представлена на рис. 9.1. В других разработках аналогичной ЭУ
мощностью N = 36 кВт были рассмотрены возможности исполь-
зования аммиачного контура с добавочной регенерацией азота
из аммиака для компенсации его утечек и водорода для двига-
телей. Получено 20% экономии массы ЭУ объединенной схемы,
что приводит к изменению баланса масс. Вместо 31% затрат
массы на аккумуляторы ЭХГ занимает всего 5% массы, запас
кислорода снижается от 9 до 1%, водорода — от 6 до 1%, запас
воды возрастает от 7 до 19%, вместо 18% запаса азота появля-
ется 23% аммиака и 1% — на его диссоциатор. Масса электро-
лизера воды займет 8% массы, а массы холодильника-излучате-
ля и солнечной батареи увеличатся от 1 до 3% и от 27 до 39%
соответственно. Полная масса системы с регенеративными ТЭ
составила 8600 кг, что на 2300 кг меньше массы ЭУ на основе
обычных аккумуляторов.
Процессы в электролизере могут быть рассчитаны по зави-
симостям, приведенным в гл. 8. При этом напряжение разложе-
ния должно быть выше разности термодинамически обратимых
потенциалов анода и катода с учетом перенапряжения, концент-
рационной и диффузионной поляризации, омического сопротив-
ления электролита и проводников. В соответствии с температур-
ным коэффициентом ЭДС (8.39) напряжение разложения будет
194
меняться с изменением температуры. Так же, как и в ЭХП,
электролизер может выполняться с жидкими щелочными или
твердыми электролитами. Аккумулирование водорода в интер-
металлидах может протекать с выделением водорода при нагре-
ве или поглощением при охлаждении:
LaNi5H6> 7 LaNi5H0>01 + 3,35^ ,
выход водорода — 1,55% от массы исходного интерметаллоида
2,13FeTiH £ 2,13FeTiHoд + Н2 ,
выход водорода — 1,5%;
2,20FeTiH195 2,20FeTiH1 04 + Н2 ,
выход водорода — 1,5%.
Могут использоваться La06 ClOj5Ni5H7jl5 с выходом 1,62% во-
дорода и другие соединения.
Регенерация водорода и кислорода из воды возможна и без
подвода тепла или внешнего источника тока, что представляет
особенный интерес. Например, рассматривалась схема, где под
действием a-излучения радиоизотопа 210 Ро из 2Н2О получались
Н2 и Н2О2 . Газообразный водород сепарировался, а перекись
направлялась к катализатору и разлагалась на Н2О и 0,502 -
После сепарации кислорода остаточная вода снова направлялась
к радиоизотопу. Однако КПД этой системы регенерации водоро-
да за счет непосредственной энергии ядерного распада составлял
менее 1%.
Более экономичные схемы регенерации были рассмотрены
при решении проблемы атомно-водородной энергетики. Было
исследовано свыше 106 различных циклов. Например, в одном
из циклов предлагалось подавать воду в контейнер с хлористым
железом, обогреваемый от ядерного реактора до Т = 873 К, и от-
бирать получающийся газообразный водород:
3FeC12 + 4Н2О -> Fe3O4 + 6НС1 + Н2 . (9.1)
При понижении температуры до Т = 473 К в следующей
части гидравлического тракта установки происходит окисление
Fe3O4 -I- 0,25О2 l,5Fe2O3 (9.2)
и далее, при снижении температуры до Т = 373 К проходит ре-
акция
l,5Fe2O3 + 9НС1 -> 3FeCl3 + 4,5Н2О . (9.3)
195
Повышая температуру снова до Т = 473 К, разлагаем
3FeCl3 -ч- 3FeCl2 + 1,5С12 , (9.4)
и при температуре Т = 1073 К хлор вытесняет кислород:
1,5^0 + 1,5С12 ЗНС1 + 0,75О2 . (9.5)
Получившаяся соляная кислота снова подается в контейнер
с Т = 373 К, а хлористое железо из контейнера с Т = 473 К по-
дается на вход в контейнер с Т = 373 К. Анализ показывает воз-
можность получения в аналогичных циклах КПД до 44%. За
счет соответствующего подбора химических соединений и теп-
лот их образования по таблицам основных термодинамических
свойств и расчета их изменения от температуры по соотношени-
ям (8.34)—(8.38) оказывается возможным термохимическое раз-
ложение воды на водород и кислород при технически достижи-
мых температурах. Получение их совместно с жидкими реакци-
онными веществами облегчает сепарацию и разделение. Воз-
можно сочетание теплового и электрохимического методов реге-
нерации. За счет использования отрицательного температурного
коэффициента ЭДС образования воды можно применить схему,
аналогичную приведенной на рис. 9.1, где электролизер нагрет
до верхней температуры цикла, а ЭХГ охлажден до нижней.
При равных расходах компонентов и равных токах ЭХГ будет
развивать более высокие напряжения и ЭДС, чем в электроли-
зере. Эту разность можно, согласуя с напряжением бортового
энергопитания, использовать на полезной нагрузке. Коэффици-
ент полезного действия такого регенеративного электрохимичес-
кого генератора будет зависеть от КПД ЭХГ и электролизера и
термического КПД цикла. Можно ожидать высокой экономич-
Рис. 9.1. Схема водород-кислородной регенеративной
установки “Лайф Системе”:
1 — ЭХГ (М = 93 кг, U = 112 В, N= 7 кВт); 2 — водородный бак
(М = 84,9 кг, Мн2 = 0,51 кг); 3 — водяной бак (М ~ 146 кг,
MHO = 1S кг)> — кислородный бак (М=40,9 кг, Моъ~ 4,02 кг);
5 — электролизер (М=146 кг, N-4,7 кВт -ч/кг)
196
ности такой системы. Например, при ~=0,5, Т|г = 0,5, приняв
г
Т1ЭХГ=°>7» получим 7^= 24,5%.
Тепловая регенерация рабочих компонентов достаточно про-
ста при использовании концентрационных элементов (см.
(8.11)—(8.12)) или смешанных концентрационно-химических
(см. (8.13)). При верхней температуре цикла происходит испа-
рение части анодного компонента, а при нижней или при повы-
шенных давлениях осуществляются токообразующие реакции в
ЭХП, который соединен с испарителем.
Регенерация рабочих компонентов может осуществляться и
воздействием радиоактивного (радиолиз) или солнечного излуче-
ния. Однако такая прямая схема из-за малого квантового выхо-
да фотохимических реакций пока не получила распространения
в технике.
В схемах с определенными видами красителей, возбуждаю-
щихся при освещении и затем взаимодействующих с восстано-
вителем, происходит сдвиг электродного потенциала на аноде
ЭХП. Электроны, пройдя по внешней цепи полезную нагрузку,
способствуют на катоде восстановлению металла высшей валент-
ности. Во втором элементе, куда из первого подается восстано-
витель, окисленный красителем, он восстанавливается у катода,
а на аноде проходит реакция, обратная катодной первого эле-
мента, и также генерируется электрическая энергия регенериру-
емыми в первом элементе компонентами.
9.2. Расчет параметров ТЭХП
Принципиальная схема ТЭХП, представленная на рис. 9.2,
имеет две разновидности в зависимости от температуры ЭХП.
Если ЭХП расположен при нижней температуре цикла и в
него подается конденсат выпаренного компонента, насосы ре-
циркуляции продуктов реакции в нагретый регенератор и ком-
понента восстановленной концентрации обратно в ЭХП работают
только на гидравлическое сопротивление тракта. Для повыше-
ния КПД на магистрали рециркуляции необходимо предусмот-
реть рекуперативный теплообменник.
Если ЭХП расположить при верхней температуре цикла, то
насос должен создать в нем давление, превышающее давление,
соответствующее температуре насыщенного пара. Зато вся теп-
лота джоулевых потерь в ЭХП будет передана с продуктами реак-
ции в регенератор и использована для испарения легкокипящего
компонента при пониженном давлении регенератора. Поэтому
197
Рис. 9.2. Принципиальная схема двухкомпонентного ТЭХП:
1 — регенератор; 2 — изоляторы; 3 — конденсатор;
4 — анодная полость; 5 — токовыводы; 6 — электролит;
7 — катодная полость; 8 — насос;
9 — рекуперативный теплообменник
на электролите существуют перепад давления, и в РНЦ “Курча-
товский институт” элемент называют барогальваническим.
В качестве анодного компонента удобно выбирать щелочные
металлы Li или Na. Для систем с высококипящим катодным
компонентом типа Sn, Pb, Bi из продуктов реакции выпарива-
ется практически чистый анодный компонент. Для предотвра-
щения отравления анодной полости катодным компонентом на
его пути к конденсатору предусматривается ректификатор.
Если катодный компонент низкокипящий, типа ртути, и
происходит его выпаривание из амальгамы, то регенерировать
надо оба компонента, направляя сконденсированную ртуть в ка-
тодную полость, а остаточные сплавы с большим содержанием
лития — в анодную. При этом нужно предусмотреть токоразде-
ление электродов по системе подачи жидких металлов.
Рассмотрев T-S-диаграмму процессов в ТЭХП (рис. 9.3),
видим, что его цикл достаточно близок к идеальному циклу
Карно, так как тепло в регенераторе подводится при постоян-
ной температуре и определяется теплотой испарения в соответ-
ствии с пограничной кривой чистого компонента и работой раз-
рыва химических связей:
a RTr . Рг
&G = —— In — . (9.6)
nF рк v '
Эта работа выражается через логарифм активностей, про-
порциональных отношению давлений насыщенного пара над
чистым компонентом рт и над регенерируемым сплавом задан-
ного состава рх . Эти давления определяются соответствующими
температурами Тг и Тх термодинамического цикла (см. рис. 9.3).
В то же время работа, как следует из (9.7), равна изотермичес-
198
кой работе расширения при заданной верхней температуре
цикла Тг в заданном интервале давлений. Пары компонента ох-
лаждаются по изобаре рх до температуры Т* и конденсируют-
ся. Электродвижущая сила будет зависеть от концентрации ка-
тодного сплава и его температуры и, например, для системы
NaPb в диапазоне концентраций С = 0,1-*-0,7 мольных долей
Na в сплаве может быть определена формулой
М;
E = B-kC — , (9.7)
Ра
где Ма = 22,99 — относительная молекулярная масса анодного ком-
понента натрия; ра — массовая плотность при заданно!! темпера-
туре; В = (0,5044 -*- 0,0466) • 10" 3 Т и к = (0,3837 0,1433) • 10~3 Т
Rjisi натрия.
Рис. 9.3. Т—S-диаграмма процессов в ТЭХП:
ТГ и Тх — верхняя и нижняя температуры цикла; pF — давление
насыщенных паров над чистым анодным компонентом при ТГ;
рх — действительное давление паров над сплавом;
RT In pv/px — энергия разделения компонентов;
QHCn ’ «о ’ — теплоты испарения, охлаждения и конденсации
чистого анодного компонента
Используя зависимости (8.36) и (9.6), можем, задав темпе-
ратуры цикла Тг и Тх и найдя соответствующие им давления
насыщенного пара рГ и рх , определить AG , а следовательно, и
величину ЭДС, которая возможна в ЭХП при данной степени
регенерации. Величину получившейся концентрации катодного
сплава можно найти по экспериментальным зависимостям ЭДС
от концентрации или уравнениям типа (9.7). Задавая допусти-
мое изменение концентрации в ЭХП, можно определить и паде-
ние ЭДС. Более точно изменение концентраций необходимо рас-
199
считывать с учетом процессов переноса как вдоль электрода,
так и по сечению канала.
С точностью до 5—7% ЭДС ТЭХП можно оценивать по фор-
муле
(Т
оу
х
(9.8)
где для Li J50 = l,5 В, для Na Ео = 1,О, для К Ео = О,75.
Плотность тока в высокотемпературном ЭХП ТЭХП будет опре-
деляться сопротивлением электролита, так как поляризация
жидкометаллических электродов в этих условиях мала:
Е
g
(9.9)
где электрический КПД Т|э оптимизируется около Т|э = 0,75 и ме-
няется с изменением электрической нагрузки. Толщина электролита
б выбирается конструктивно. Проводимость о зависит от температу-
ры и может составлять, например, для солевого состава 0,316NaCl,
0,532NaI, 0,152NaF с температурой плавления Тпл = 803 К до
_ 1 — 1
<5 = 200 Ом • м при Т = 900 К и для твердого электролита
типа |3-глинозема (А1203(0,05 0,ll)Na2O) о = 1 4- 25 Ом" • м” *.
Такой твердый электролит трубчатой формы из [3-глинозема раз-
работан для натрий-серных аккумуляторов при толщине стенки
до 5 = 8- 10" 4 м.
Зная размеры керамических труб электролита и плотность
тока, можно найти ток одного ТЭХП или, задавая ток, опреде-
лить необходимые размеры электрода.
Расход активного компонента — натрия определится соотно-
шением
Оа = 1,0363 • 10" 6 Ма J , - . (9.10)
Расход катодного компонента GK , например свинца:
[Х/ЧП (1 - <0
Gk = ~----------------- (9.11)
Расход всего катодного сплава концентрации с:
(9.12)
200
Из баланса тепла (см. рис. 9.2) определится КПД ТЭХП с
учетом потерь в ЭХП, определенных выражениями (8.40)—
(8.42), и тепловых потерь QyT в элементах конструкции:
RT,. In яэ
Т1 =------------------2—--------------. (9.13)
|Ч - + г + RTr In + Тг AS + QyT
Подобный расчет должен проводиться по трем основным
участкам ТЭХП : ЭХП, участку тепловой рекуперации и кон-
денсатору, поверхность которого определяется по излучению в
пространстве тепла (см. уравнение (6.23)).
Рабочим телом в ТЭХП является анодный компонент,
поэтому можно создать преобразователь, совмещающий в
одном элементе ЭХП и регенератор компонентов, когда катод-
ный компонент можно просто исключить. Подобная схема
ТЭХП в иностранной литературе названа АМТЭГ (alkali metal
ТЭГ). Электролит размещают в горячей зоне ТЭХП, устанав-
ливая давление щелочного металла в анодной полости с помо-
щью капиллярного насоса выше давления насыщенных паров.
С другой стороны электролита, например внутри его кера-
мической трубки, поддерживается давление насыщенных
паров конденсатора рх . Перепад давлений на электролите со-
здает соответствующее отношение активностей, обеспечиваю-
щее перенос ионов Na+ через электролит из полости высокого
в полость низкого давления. При этом в анодной полости про-
исходят ионизация Na и выход электронов на полезную нагруз-
ку, а ионов Na+ — в электролит. В катодной полости низкого
давления необходимо создать газодиффузионный электрод, ней-
трализующий проходящие через электролит ионы и обеспечи-
вающий выход пара Na. Концентрационная и омическая поля-
ризации этого электрода будут лимитировать плотность тока
и определять необходимые для ТЭХП поверхности. Величина
ДС? и ЭДС такого элемента будут определяться теми же соот-
ношениями, что и для двухкомпонентной схемы: (9.6)—(9.10).
Поскольку ЭХП в этой системе работает при верхней темпе-
ратуре цикла, можно получить большие КПД, так как здесь
нет ограничения нижней температуры цикла по плавкости
или достаточной электропроводимости электролита. Выраже-
ние КПД также несколько изменится из-за рекуперации тепла
на парожидкостном участке и отсутствия члена T&S и при-
мет вид
201
Рт
RTt In ~~ Пэ Hj
T| =--------. (9.14)
Г + Т|э RTr Ь 7T + Qyr
Рэ
Тепло электрического сопротивления электролита будет по-
лезно использовано для разогрева ЭХП. С повышением темпера-
туры проводимость электролита повышается, но ухудшаются ре-
сурсные характеристики. Поэтому Тг должна оптимизироваться.
9.3. Разработка энергетических установок с ТЭХП
Выполнить ТЭХП можно (рис. 9.4, 9.5) в форме электроге-
нерирующей тепловой трубы с испарением в пористой струк-
туре для двухкомпонентной схемы и через твердый электро-
лит — для одно компонентной. Невысокие величины ЭДС поряд-
Тг
ка Е = 0,8 + 1,0 В для ~г = 2 требуют многоэлементной последо-
1 х
вательной схемы соединения ТЭХП в ТЭХГ. В то же время вы-
сокая эффективность электрохимического преобразования и близ-
кий к идеальному цикл термической регенерации позволяют по-
лучить при достаточной защите от утечек тепла Т|э = 17 + 25%.
Рис. 9.4. Схема двухкомпонентного ТЭХП — тепловая труба:
1 — гермовывод; 2 — электролит; 3 — конденсатор-анод;
4 — электромагнитный насос собственного тока;
5 — участок рекуперации тепла; 6 — регенератор-испаритель
Характеристики и ЭДС ЭУ с ТЭХП зависят от температуры
и имеют пороговый характер только для двухкомпонентной
схемы в связи с потерями проводимости электролитом при со-
ответствующем снижении температуры. В однокомпонентной
схеме электролит находится при верхней температуре цикла Тг,
и поэтому характеристики достаточно монотонно ухудшаются с
уменьшением температуры. Это обеспечивает достаточно широ-
кий диапазон эксплуатационных температур. Применяться
ТЭХП могут с радиоизотопными источниками (см. рис. 6.8),
202
Рис. 9.5. Схема однокомпонентного ТЭХП:
1 — гермовывод; 2 — твердый электролит;
3 — г азо диффузионный электрод; 4 — ЭМН собственного тока
или капиллярный насос; 5 — рекуператор; 6 — конденсатор
когда конденсационные части преобразователей образуют тепло-
излучающие ребра установки. Можно применять ТЭХП в схеме
ядерной энергетической установки (см. рис. 6.10) с нагревом
контуром теплоносителя или тепловыми трубами (ТТ),
теплоносителя в которых определяется уравнениями
(6.34) и снижается для тепловых труб до
расход
(6.33),
~ в
Q. -----°
гм •
где п — число ТТ, кратное числу преобразователей; г —
испарения компонента ТТ при ее рабочей
траты мощности на внутренние нужды.
Гибкость ТЭХП по уровню рабочих
предлагать этот тип преобразователя для
котемпературных систем.
Достаточно высокие КПД и сравнительно невысокий уро-
вень максимальных температур ГТ = 1000 + 1200 К делают воз-
можным использование ТЭХП в схеме солнечной ЭУ (рис. 9.6).
Тепловой поток из фокальной области концентратора может вы-
(9.15)
теплота
температуре; — за-
температур позволяет
вторых каскадов высо-
Рис. 9.6. Принципиальная схема энергетической установки с ТЭХП:
1 — приемник излучения; 2 — концентратор; 3 — тепловая труба;
4 — батарея ТЭХП (излучатель); 5 — узел крепления
203
водиться натриевой тепловой трубой за концентратор, где на
ней будут расположены ТЭХП, образующие своими конденсаци-
онными участками поверхность холодильника-излучателя. Оцен-
ки показывают, что при использовании пленочных концентрато-
ров масса установки мощностью = 26 кВт будет 300 кг.
Глава 10. Энергетические установки
с магнитогазодинамическими и электрогазодинамическими
преобразователями энергии
10.1. Рабочие процессы, параметры и характеристики
магнитогидродинамических и магнитогазодинамических
преобразователей
Магнитогидродинамические (МГДГ) и магнитогазодинами-
ческие (МГДП) преобразователи по принципу действия анало-
гичны электрическим генераторам.
Отличительной особенностью МГД-преобразователей являет-
ся то, что в магнитном поле движется не твердый проводник,
а жидкость или газ, обладающие достаточно высокой электро-
проводностью (проводимостью). В зависимости от характера из-
менения магнитного поля во времени МГД-преобразователи
могут быть кондукционными (магнитное поле постоянно) и ин-
дукционными (переменное, “бегущее” магнитное поле). Первый
тип является аналогом машинных генераторов постоянного
тока, второй — аналогом асинхронных генераторов переменного
тока. Таким образом, состояние рабочего тела в канале МГДП
(жидкость, пар, парогазовая смесь или газ) и характер измене-
ния магнитного поля определяют тип преобразователя. Семейст-
во МГДП достаточно многообразно. МГД-преобразователи посто-
янного тока разделяются на преобразователи фарадеевского
типа, в которых основную роль в переносе заряда играют токи,
нормальные к вектору скорости движения рабочего тела, и хол-
ловские МГДП, где основную роль играют токи Холла.
Хорошо известно, что на концах проводника длиною I, дви-
жущегося в магнитном поле напряженностью В со скоростью
v, возникает разделение зарядов, создающее разность потенциа-
лов 17 = иВ1. При замыкании концов проводника (электродов
МГДП) на внешнюю нагрузку R в цепи потечет ток. Плотность
тока в движущемся проводнике определяется законом Ома:
7 = ст Е + v У. В л-------
епе е
к /
(Ю.1)
где ст — проводимость; Е — напряженность электрического
поля; пе — концентрация электронов; Vp — градиент давления.
204
Уравнение (10.1) применимо как к МГД-преобразователям, так
и к МГД-двигателям, поскольку эти системы обратимы так же,
как электрогенераторы и электромоторы постоянного тока.
Обычно величина ЭДС, связанная с градиентом электронного дав-
ления, невелика и плотность тока определяется первыми тремя чле-
нами правой части уравнения. Обозначим E* = E + vxB + ~~ Vpe и
умножим (10.1) векторно на В. Так как j 1 В , то В х / х В = jB2,
о (В х j х В) -г
поэтому /хВ=о£ хВ----------------------. Подставив величину
\ / е
j х В в (10.1), получим
7 =
,l + (32
Е - — Е х В
е { )
(10.2)
где [3 =-- — параметр Холла,
в П
Принципиальная схема МГДП состоит из МГД-канала и сис-
темы ввода рабочего тела в МГД-канал. На рис. 10.1 представ-
лена схема МГДП со сплошными электродами. Ионизированные
продукты сгорания с температурой 2500—3000 К поступают в
МГД-канал, предварительно ускоряясь в сопле. В зависимости
от предварительного ускорения продуктов различают дозвуко-
вые и сверхзвуковые МГДП. Поскольку проводимость газа при
таких температурах недостаточна для эффективной работы
МГДП (велики внутренние омические потери), в продукты сгора-
ния вводятся легко ионизирующиеся элементы или их соединения
(например, К2СОд). Подобная схема мало пригодна для косми-
ческих аппаратов длительного существования, так как требует
большого запаса рабочего тела на борту. Для организации про-
цесса получения электрической энергии без расходования рабо-
чего тела (замкнутая схема МГДП) требуется источник энергии
большой мощности (ядерный реактор), система конденсации и
рециркуляции присадок, замкнутый контур рабочего тела с
компрессором или насосом. Все это существенно усложняет
схему МГД-преобразователя и приводит к тому, что подобные
МГДП становятся достаточно эффективными при электрической
мощности в десятки и сотни тысяч киловатт. В любом МГД-
преобразовании энергии исходного вида в электрическую основ-
ным процессом является преобразование кинетической энергии
потока в электрическую энергию. В свою очередь кинетическая
энергия потока газа или пара возрастает по мере увеличения
срабатываемой при преобразовании энтальпии рабочего тела.
205
Поэтому описание процесса в МГДП возможно как с позиций
механики жидкости и газа, так и с позиций термодинамики.
Рис. 10.1. Схема МГДП со сплошными электродами
Параметры и характеристики МГДП. Проекции уравнения
(10.2) на оси координат дают соответствующие величины плот-
ности тока:
/ X - 1/ \
+ (10.3)
4 = + [E* + PB*J; (Ю.4)
7Z = <зЕ2 . (10.5)
В МГД-канале преобразователя со сплошными электродами
(рис 10.1) при условии Ех«Еу и Е2~Ъ, v2 = 01 = ® (поле
Дре
однородно по высоте канала), учитывая, что ----« v X В , полу-
чим
ix = - о р (1 + р2j (Ey-~vB>.; (10.6)
/ (А"1/ ч
j =о(1 + р2) -vBk (10.7)
Введем параметр нагрузки k, определяемый как отношение
напряженности поля Е при внешней нагрузке В к максимально
У
возможной величине Е при В = (разомкнутая цепь).
Подставляя величину к в уравнения (10.6) и (10.7), получаем
/ (A"1
jx = Р (1 + р2 j <jvB (1 - k) ; (10.8)
/ nSA"1
jy = - о vB (1 - к) (1 + P2 ) . (10.9)
206
Электрическая мощность преобразователя, снимаемая с еди-
ницы объема канала, будет
/ х -1
N3 = (rjE)=-jyEy = k(l-k) о и2В2(1 + р2] . (10.10)
Отсюда видно, что эффект Долла в МГДП со сплошными
электродами существенно снижает мощность преобразователя
при больших сое = р. Джоулевы потери в единице объема оп-
ределяются величиной
0Дж = i2 1 = \fl + W" 1 = (1 - fe) a v2B2 (1 + p2j . (10.11)
Уравнения (10.10) и (10.11) позволяют .определять величину
электрического КПД канала МГДП как
11з = ^э^э+^Дж^ =^‘ (10.12)
Из уравнений (10.10) и (10.12) следует, что максимум
электрической мощности в генераторе данного типа в зависи-
мости от параметра нагрузки реализу-
ется при к = 0,5, а максимум Т| — при
k = 1. Поэтому область оптимальных ве-
личин параметра нагрузки лежит в
пределах 0,5 < к < 0,9.
Для уменьшения вредного влияния
эффекта Холла в генераторах фарадеевско-
го типа можно использовать канал с сек-
ционированными электродами (рис. 10.2).
Если число секций достаточно велико, то
плотность тока Холла jx ~ 0. Это позво-
ляет увеличить полезную электрическую
мощность, но одновременно с этим рас-
тет и джоулево тепловыделение. Поэтому электрический КПД
не изменяется и остается равным параметру нагрузки Цэ = к .
Секционирование электродов усложняет схему и требует
обеспечения работоспособности изоляторов при одновременном
снижении интенсивности выделения электрической энергии по
длине канала.
При увеличении проводимости и магнитного поля параметр
Холла достигает достаточно большой величины и плотности про-
дольного тока ух становится существенно больше плотности попере-
чного / . Эффект Холла можно использовать для получения ЭДС
_ 1
ТУ = - (епЛ j X В. Для этого необходимо существенно уменьшить
I С* I
величину Е.. ' что достигается коммутацией секций электродов
У
Иг
Рис. 10.2.
Секционированные
электроды
фарадеевского МГДП
207
канала МГДП (рис. 10.3). Для холловского преобразователя вели-
Ех
чина параметра нагрузки k = — & . Используя уравнения (10.6) и
Piic. 10.3.
Секционированные
электроды
холловского МГДП
(10.7), определим величины и Г|э для
данного типа МГДП
(10.13)
о / 1
= /е(1-/е) Р2 [1+/ф2] . (10.14)
В отличие от преобразователей фао-
адеевского типа эффективность холловско-
го МГДП растет с увеличением сое те .
Максимум КПД достигается при Р —» ; Т|э —> (1 - k) и соответ-
ственно Т| -> 1 при k —> 0, т. е. электрический КПД генератора
Холла максимален при режимах, близких к короткому замыка-
нию. Поскольку N3niax соответствует величина k = 0,5, то опти-
мальные значения k для холловских МГДП лежат в пределах
0,5 > k> 0,25.
Рабочие процессы, параметры и характеристики МГДП
можно определить, используя J-S- или T-S-диаграммы, по-
скольку исходной формой энергии является тепловая. Такой
подход имеет свои преимущества, так как в МГДП могут быть
реализованы многочисленные семейства процессов, отличающих-
ся друг от друга характером изменения скорости, давления,
температуры, числа М, энтальпии, ускорения и т. д. Термоди-
намический подход позволяет определять параметры и характе-
ристики по известным начальным и конечным значениям эн-
тальпии и энтропии потока. В этом случае работа объемных
электромагнитных сил, преобразуемая в электрическую энер-
гию, находится как
N3 = т
+ 0,5vf|- (i2 + 0,5uf)
(10.15)
где
v -
Из
пг — массовый расход газа или жидкости; i - энтальпия;
скорость; QHap — количество отведенного от канала тепла.
(10.15) следует, что внутренний КПД преобразователя
П/ = —7:.3 ..
т 11"12
(10.16)
нар ’
208
При расчете МГД-генератора учитывается, что электричес-
кий КПД зависит от электрической мощности N3 и электричес-
ких потерь :
^=7^’ (10Л7>
КПД МГД-генератора Т|г вычисляется почти аналогично, но
с учетом в знаменателе еще и потерь на трение Д2\Гг , на кото-
рые влияет магнитное поле.
Полный КПД преобразователя определяется суммой необходи-
мых затрат энергии для обеспечения работы всех систем МГДП:
Пэ =------, (10.18)
i = 1
где N№ — затраты энергии на создание магнитного поля; Nt —
i = 1
составляющие потерь энергии, связанные с процессом преобра-
зования в ЭУ с МГДП.
Требуемая магнитная индукция поля в жидкометалличес-
ком МГД-генераторе индукционного типа
Пэ fl Лэт
------------4-------1, (10.19)
где им — скорость потока жидкого металла в канале; <УЭ —
электропроводность жидкого металла; FK — средняя площадь
поперечного сечения канала; LK — эффективная длина канала;
Т|эл, — теоретический электрический КПД генерато'ра;
Лэт 1 + М
и М = v — - 1;
м со
к — волновое число; СО связана с
самоиндукцией L- , емкостью конденсатора С, сопротивлением
нагрузки соотношением
(0 =
X C2f 5
(10.20)
Магнитная индукция кондукционного МГД-генератора
209
Пэ Пэ) -^к
(10.21)
На электродах МГД-канала кондукционного генератора, раз-
деленных промежутком шириной 7г, образуется в соответствии с
(10.1) разность потенциалов
U=k^E+ v^aByi , (10.22)
-RH „
где k -----------коэффициент нагрузки; jRh — внешнее сопро-
7?н + 7?в
тивление (нагрузка+обмотки); 7?в — внутреннее сопротивление,
зависящее от электропроводности рабочего тела. Для двухфазно-
го потока кажущаяся электропроводность вычисляется по эмпи-
рической формуле
<Уе = ас ехр (- 3,8а) ,
(10.23)
где ос — электропроводность жидкого металла.
Для обеспечения магнитного поля могут применяться как
постоянные магниты, так и электромагниты. Постоянные маг-
ниты из сплава Al-Ni-Co могут функционировать при темпера-
туре до 800 К и способны выдерживать радиационное излучение
реактора.
Схема индукционного генератора представлена на рис. 10.4.
В МГДГ-генераторе индукционного типа скорость жидкого
металла, обеспечивающая его стабильную работу, ограничена
величиной
Рис. 10.4. Схема индукционного генератора:
1 — подвод жидкого металла vM ; 2 — канал МГДГ;
3 — индуктор поля
210
(
1 +
I
V
м
CO rfeeT ГВТ 1
oc b к цосоа Ьт Re С
(10.24)
где к — коэффициент рассеяния магнитного потока; (У —
J.
электропроводность стенок канала; а — ширина канала; -х — тол-
щина стенок; ет — магнитный зазор; |1 — магнитная проницае-
мость рабочего тела; а — электропроводность жидкого металла.
10.2. Разработка энергетических установок с магнитогид-
родинамическими преобразователями
Использование цикла Ренкина (см. рис. 4.6) позволяет, раз-
мещая в жидкометаллической части контура энергоустановки
МГД-генератор (см. рис. 4.5), обеспечить непосредственное пре-
вращение кинетической энергии рабочего тела в электрическую
энергию.
Существует большое количество схем таких установок. Наи-
более характерными из них являются однокомпонентные и
двухкомпонентные ЭУ. Схема двухкомпонентной ЭУ с МГДП
представлена на рис. 10.5.
Рис. 10.5. Схема двухкомпонентной энергоустановки с МГДП:
1 — реактор; 2 — сопло; 3 — сепаратор; 4 — МГДП;
5 — диффузор; 6 — конденсатор
Поданный в нагреватель-реактор изотопный источник или
теплообменник высокотемпературный теплоноситель типа лития
Ga разогревается до температуры Т и подается в сопло. Туда
же подается второй, низкокипящий компонент, например калий
(?к или цезий. Расходы компонентов подбираются таким обра-
зом, чтобы после смешения И теплообмена получать двухфазную
смесь калиевого пара при Т2к с каплями жидкого лития:
ск.зк
Г — 7* \ 4- г + с
х КИП X к к.п
(Те - т
2к кип
X
211
-1 / 1
*САТ™~Т*} ’ (10.25)
Где гк — теплота парообразования калия; Ткип — температура
кипения калия; Т2к — температура перегрева; ск ж , ек п , сл ж —
теплоемкости различных фаз К и Li (жидкости, пара).
Расширяясь в сопле, пар калия с литиевой эмульсией приобре-
тает необходимую для МГДП скорость порядка и2к = 7О-5-8О м/с.
Расчет сопла с двухфазным потоком достаточно сложен, но если
предположить, что на его начальном участке весь калий будет
испарен, можно по газодинамическим функциям оценить увели-
чение скорости с учетом затрат кинетической энергии на разгон
жидкой литиевой массы. Так как начальные скорости v0 обеих
фаз будут одинаковы и после разгона расслоения не произойдет,
можно приближенно принять, что скорость в конце разгона будет
и20
и2к = I —gr1"" ’ (10.26)
^1+~G
К
где и20 — скорость, определенная для одного чистого калиево-
го потока по перепаду давлений.
Сепаратор на выходе из сопла позволяет отделять жидкий
Li и направлять его в МГД- генератор. Температура лития оп-
ределится из баланса тепла и будет равна Ткид для неравновес-
ного процесса или Т2к — для равновесного, с учетом охлажде-
ния капель лития при расширении калия в сопле. Тепло, под-
водимое литию после МГД-генератора в нагревателе, от темпе-
ратуры Т2к до Тг должно быть
Ч- = Сл (X - (10.27)
где сл - теплоемкость лития; б?л - расход лития.
Пар калия, отделенный от Li, направляется в конденсатор,
температура которого Тх определяет давление насыщенного пара
в конце расширения рх . После конденсатора и небольшого
переохлаждения жидкий калий снова подается насосом на вход
в сопло. Давление на входе в сопло определяется условием су-
ществования сухого пара при температуре Ткип . Перепад давле-
р
ния определит газодинамическую функцию л(Х) = —— , а она, в
Т’кип
свою очередь, функции т(Х) , д(Х) для разгона пара чистого калия.
212
Отношение температур и давлений зависит от коэффициента
скорости X, который определится через критическую скорость
звука паров калия акр по скорости чистого калиевого потока г20 :
”20 = Чф = RT % = ^0 (10'28>
Конечная скорость должна быть поправлена с учетом соот-
ношения расходов, но такая поправка позволяет делать только
грубые оценки.
Рассматривая T-S-диаграмму для калия в области сухого
пара, можно определить изменение энтальпии и с учетом КПД
МГД-генератора найти необходимый расход компонентов.
Однокомпонентная схема МГДГ (рис. 10.6) предполагает ра-
боту пара калия с добавками поверхностно-активных веществ,
придающих эмульсии пенообразную структуру. Тогда в МГД-ге-
нератор можно направлять весь поток рабочего тела, не сепари-
руя фазы.
Рис. 10.6. Однокомпонентная энергоустановка с МГДП:
1 — реактор; 2 — сопло; 3 — МГДП; 4 — диффузор;
5 — конденсатор; 6 — насос
Проводимость двухфазной среды должна быть соответствую-
щим образом вычислена. Расчет такого сопла для двухфазного
потока еще более сложен, так как при течении может меняться
сухость пара. Если принять процесс неравновесным, то, зная
начальную сухость пара и соотношение жидкой и паровой фаз
Стж 1
калия уг- = х - 1, можно найти скорректированную скорость
'-гп
и2н = vo х-> а расчет сопла в нулевом приближении вести только
по паровой фазе калия G„ = Gv х, скорректированной на степень
сухости х от общего расхода GK .
Установки с магнитогидродинамическими преобразователя-
ми по своим циклам и процессам близки к паротурбинным. У
МГДГ КПД по сравнению с КПД машинного генератора суще-
213
214
Таблица 10.1
Параметры Кондукционный МГДГ Индукционный МГДГ ।
Однофазный Двухфазный Однофазный Двухфазный
Электромагнит Постоянный магнит Электр омагнит Постоянный магнит
J3j , Тл 0,6 0,6 0,5 0,5 0,78 0,8
U, В 4 4 3 3 1000 605
J Ммагн ’ кг 1100 1000 650 700 1100 1300
^гидр ’ кВт 30 30 30 30 50 43
j ^магн’ кВт 20 — 18 — 16 12
^тр ’ кВт 80 80 90 90 13 15
Мтр ’ кг 2200 2200 2200 2200 250 250
ственно ниже, так же, как и КПД сопла сепараторов, по срав-
нению с КПД турбины. Гидравлические потери контура по срав-
нению с трением в подшипниках существенно выше. Однако
для установок малой размерности, когда турбинная схема ока-
зывается невыполнимой из-за больших потерь на утечки в зазо-
рах, большой частоты вращения и т. д., схема с МГДГ может
оказаться предпочтительной и обеспечит более высокие КПД,
чем, например, турбогенератор.
Результаты расчетов ЭУ с МГДГ электрической мощностью
N3 = 200 кВт представлены в табл. 10.1.
В табл. 10.1 используются следующие обозначения: М^^ —
масса магнитов; ДУ — гидравлические потери мощности;
ЛУмагн ’ потеРи мощности на создание магнитного поля; У —
затраты мощности на трансформатор напряжения.
Применение МГД-генератора кондукционного типа приводит
к более высокой массе установки по сравнению с МГДГ индук-
ционного типа. Однако кондукционный МГДГ требует электро-
дов, работающих в условиях повышенных температур.
Для однофазного индукционного МГДГ при Тг=1335 К оп-
тимальной является температура Гх = 900 К, что соответствует
КПД Карно Т|к = 27%. В МГД-канале скорости изменяются от
v = 33,77 м/с на входе до v = 85 м/с на выходе. Давления на входе,
в горловине и на выходе составляют в рассмотренном в табл.
10.1 образце соответственно р= 1,5; 0,87; 0,16 МПа, а площади по-
перечного сечения F = 2,3 • 10“ 2; 7,5 • 10“ 3 и 3,8 • 10“ 2 м2.
Длина канала равнялась L = 0,7 м, ширина а = 0,98 м,
длина сепаратора 0,88 м, угол наклона его пластины к набега-
ющему потоку 11,5°, скорость на входе в сепаратор составляла
85 м/с, на выходе — 77 м/с.
Масса радиатора составляла 710 кг, его площадь 65 м2,
масса кольцевого электромагнитного насоса 420 кг.
Полйая масса МГДГ, включая батарею конденсаторов, со-
ставляет 1100 кг, а длина — 1,2 м. Полная масса МГДГ индук-
ционного типа составляет 2300 кг, его полный КПД — 15%,
удельная масса без учета массы реакторного блока (с защитой)
у= 11 кг/кВт.
10.3. Разработка энергетических установок
с магнитогазодинамическими преобразователями
В этих высокотемпературных установках используется про-
водящая плазма. Установки замкнутого контура такого типа
215
сложны, требуют стойкости конструкций в условиях высоких
температур и обладают низкими КПД при малых и средних уров-
нях мощности из-за большой доли потерь энергии (рис. 10.7). Ус-
тановки же открытого цикла имеют экологически вредный вы-
хлоп. Подобные системы разрабатывались в Институте высоких
температур РАН для Рязанской двухкаскадной электростанции
со вторым паротурбинным каскадом и общим КПД Т| = 60%.
Впоследствии там же исследовались мобильные установки с
МГДГ резервного энергоснабжения.
Рис. 10.7. Схема энергетической установки с плазменным МГДГ:
1 — газофазный реактор; 2 — сопло; 3 — МГДГ;
4 — диффузор-сепаратор; 5 — рекуператор;
6 — очистка топлива; 7 — турбогенератор;
8 — холодильник-излучатель; 9 — компрессор
Установки как открытого, так и замкнутого цикла с газо-
фазным ядерным реактором разрабатывались несколькими НИИ
и ОКБ. Однако разработки были прекращены из-за большой
сложности, стоимости и невостребованности в настоящее время.
Интересны проекты импульсных МГДГ-установок, пред-
ставляющих собой трубу с UF6 в качестве рабочего тела, диа-
метром d = 6 м и длиной L = 45 м. Оба торца трубы закрыва-
лись отражателями и представляли собой подкритичные ядер-
ные реакторы. Если в одном из концов при запуске за счет по-
к
вышения давления до р > 10 Па достигалась критическая плот-
ность по урану, вспышка ядерной реакции образовывала плазму
с температурой порядка Гг = 3000 К, выбрасываемую в противо-
положный конец трубы. Падение давления останавливало ядер-
ную реакцию в первом концевом реакторе, а пришедшая в дру-
гой конец трубы ударная волна обеспечивала там критическую
плотность и вторую ядерную вспышку. Попеременное движение
плазмы в трубе должно было возбуждать в обмотках МГДГ ток,
216
снимаемый на полезную нагрузку с проектируемыми параметра-
ми 0,5 МВт, при частоте порядка 50—60 Гц. Охлаждаемая жид-
ким металлом рубашка трубы должна была обеспечивать ее ра-
ботоспособность и отвод тепла термодинамического цикла.
Плазменные МГДГ также интересны в схемах открытого
цикла с использованием части энергии какого-либо основного
процесса, например газовой струи реактивного или ракетного
двигателя, к которой подмешана ионизирующая добавка.
Подобные системы целесообразны для мощных ЭУ кратко-
временного, аварийного или специального назначения, как, на-
пример установки геологической диагностики “Хибины” и
“Памир”.
10.4. Разработка энергетических установок
с электрогазодинамическими преобразователями
Этот тип установок может использовать газовый цикл Брай-
тона, когда кинетическая энергия газовой струи используется в
электрогазодинамическом преобразователе для разделения заря-
дов на определенном участке тракта. Невысокий КПД Т| ~ 6 8%
такого рода преобразователей, необходимость турбокомпрессор-
ной группы для создания газового потока в замкнутом контуре
затормозили развитие энергоустановок таких схем.
Преимуществом электрогазодинамических преобразователей
является возможность получения очень высоких напряжений
непосредственно в генераторе. Это может быть целесообразно
для некоторых задач энергоснабжения.
Глава 11. Энергетические установки с паротурбогенераторами
Разработкам ЯЭУ с паротурбогенераторами было уделено
значительное внимание предприятиями России и фирмами
США. Маломощные установки SNAP-2 и аналогичная ртутная
ЯЭУ ОКБ А.М. Люльки проходили наземные испытания с ими-
татором ядерного реактора. Ртутная ЯЭУ SNAP-8 мощностью
2 х 30=60 кВт имела калиевый аналог Э-30 в ОКБ ’’Заря"
(Д.Д. Севрук) мощностью в 50 кВт, который прошел 3-месяч-
ные испытания в вакуумных камерах. Установки мощностью
300; 1000; 2200 кВт разрабатывались по проектам SNAP-50 и
аналогичным разработкам ОКБ М.М. Бондарюка и ОКБ ’’Заря".
Испытывались их отдельные агрегаты. Однако маломощные ус-
тановки не выдержали конкуренции с солнечными батареями,
так как при малых размерах турбин их КПД резко снижался и
для установки в целом не превышал Т| = 6%.
217
При достаточно большой мощности установки N > 5 + 50 кВт
размеры проточной части газодинамического тракта позволяют
использовать паротурбинный, вернее, паротурбогенераторный
преобразователь энергии. Это объясняется тем, что при доста-
точных размерах турбины можно обеспечить ее высокий КПД.
Относительные размеры радиальных зазоров при этом становят-
ся меньшими и потери на пропуски пара падают. Необходимые
окружные скорости лопаток на уровне v ~ 300 4- 350 м/с можно
выдержать при допустимой частоте вращения диска. Высота ло-
патки также является достаточной для хорошей организации
газодинамического процесса.
В то же время тщательное профилирование лопаток по
углам входа и выхода пара с учетом переменной по высоте ок-
ружной скорости позволяет поднять КПД турбины до
Т|т = 80-г- 90%, что при КПД генератора Т|г = 98% дает этому
типу преобразования некоторые преимущества.
11.1. Рабочие процессы, расчет параметров
и характеристики паротурбогенераторов
Основной контур преобразования энергии паротурбинной ус-
тановки состоит из парогенератора, турбины, генератора элект-
рической энергии, конденсатора и насоса, подающего конденсат
обратно в парогенератор (см. рис. 4.6; 11.1,а). В зависимости
от типа рабочего тела в паротурбинной установке использует-
ся перегретый пар (см. рис. 4.6; 10.5; 11.2) или влажный пар
(см. рис. 10.6). Этот выбор зависит от уровня технической под-
готовки производства. На первых образцах ПТУ, например
SNAP-2, использовались температуры Тг < 1000 К, что позволя-
ло применять нержавеющие стали в конструкции и паромасля-
ные вакуумные насосы на испытательных стендах. Низкие тем-
пературы обусловливали применение перегретого пара ртути
как рабочего тела (рис. 11.3). Повышение температуры цикла и
КПД, потребовало применения более совершенных материалов и
вакуумной техники. В установках Э-30, SNAP-5 в качестве ра-
бочего тела уже применялся пар калия. Были проанализирова-
ны возможности применения паров Rb, Cs. Однако это застави-
ло проектировать турбины для влажного пара и предусматри-
вать возможность их эрозии. Рассмотрим представленную на
рис. 11.4 eZ-S-диаграмму паров калия. Здесь представлен ее
участок около пограничной кривой.
Ограничение верхней температуры цикла Тг по соответст-
вующей изотерме и по условиям длительной стойкости матери-
алов и нижней Тх в соответствии с оптимизацией параметров
218
Рис. 11.1. Схема (а) и граф (б) паротурбинной энергоустановки:
1 — реактор; 2 — теневая радиационная защита;
3,14 ~ парогенератор; 4 — турбина; '5 — генератор;
6,15 — теплообменник перепуска; 7,16 — конденсатор;
8 — излучатель; 9 — эжектор; 10 — насос;
11,17 — теплообменник; 12 — излучатель охлаждения генератора;
13 — насос первого контура
Рис. 11.2. TS-диаграмма
трехступенчатой рубидиевой
паротурбинной установки
с перегревом пара
между ступенями
Рис. 11.3. Зависимость
давления насыщенного
пара рабочих тел
от температуры
219
Рис. 11.4. J-S-диаграмма
;:аров калия
до-
из-
по-
су-
Tv = const
л.
отклонит-
позволит
Если она
аналогично рис. 6.6 опреде-
ляет на J-S-диаграмме
статочно узкий диапазон
мерения параметров,
пересечениям изотерм с
граничной кривой х=1
хого пара можно определить
давление пара в парогенера-
торе рт ~ f(Tj) и конденсато-
ре рх = f(TJ . Если величина
рх слишком мала и не может
обеспечить возможности от-
качки конденсата из-за раз-
рывов сплошности и кавита-
ции насоса, приходится ус-
танавливать нижнюю темпе-
ратуру цикла выше опти-
мальной или менять рабочее
тело. Выбор давления и
температуры пара на входе в
турбину осуществляется из условия получения максимальной
работы пара в заданном диапазоне температур. Как следует из
рис. 11.4, это соответствует их значениям около пограничной
кривой при х — 1.
При адиабатическом расширении получаем максимальную
разность энтальпий Дгад . Зная из расчета лопаточных машин
величину КПД турбины, можно определить действительную раз-
ность Ai = А/ад Т|т и на J-S-диаграмме по изотерме
найти конечную точку расширения. Процесс при этом
ся от адиабатического в сторону повышения S. Это
найти степень сухости пара в конце расширения,
слишком мала, необходимо сместить начальную точку по изо-
терме Тг = const в сторону большего перегрева пара.
Снижен КПД расширения будет за счет того, что часть
сконденсированного пара 1 - х не принимает участия в процессе.
Эта часть меняется по линии расширения от 0 до 1 - х, но при
расчете КПД ее принимают по конечному состоянию. Образовав-
шийся запас учитывает гидравлические потери на каплях конден-
сата в лопаточных каналах турбины. Тогда расход рабочего тела,
обеспечивающий заданную мощность турбогенератора N , с уче-
том затрат мощности на внутренние нужды AJVB , КПД генератора
Т|т и механических потерь Т| определится зависимостью
220
g = + ддЖ nT 1% nM 1 (ii-i)
Для того чтобы конденсат, откачиваемый из конденсатора, не
вскипал , за счет падения давления во всасывающем трубопроводе,
необходимо создать его дополнительное переохлаждение. Оценив
по гидравлическим сопротивлениям возможный перепад давлений
Apv , можно найти предельное падение давлений о - = Р - А/? и
ZL ШХ1Х bv ZL
по нему определить из J-S-диаграммы (рис. 11.4) величину тре-
буемого переохлаждения. Затраченное в установке тепло опреде-
лится условием
г
(Г _ ф А+г + с (Т -Т
рж I кип х mm pa I кип
где Т
кип
— температура кипения рабочего тела, определенная
по давлению рт и пограничной кривой х- 1,0; г - теплота испа-
рения; Т — температура перегрева рабочего тела, если он пред-
усмотрен; cnw , спгт — теплоемкости жидкой и паровой фаз.
иЛл U1L
При работе на влажном паре уравнение (11.2) запишется в
виде
срж ^кип ^х min^+ гх ’ (11.3)
где гх учитывает теплоту испарения соответствующей части х
рабочего тела. КПД установки с учетом (11.1) и (11.3) опреде-
лится как
И ^ад Пт Пг Им х срж ^Скип ^х niin^ + Гх ’ (11-4)
при этом в (11.1) член A2V , учитывающий энергопотребление
на внутренние нужды ЭУ компенсируется соответствующим
уменьшением механического КПД
, ( алО 1
Пм = пм 14--^ (11.5)
I 9 )
В зависимости от доли затрат на внутренние нужды .....,
которая особенно велика у маломощных ЭУ, это уменьшение
КПД может составлять до 50%. Например, в ЯЭУ “Бук” при
N. = 3 кВт, AJV = 2 кВт.
Э 7 в
В ряде первых проектов ЭУ с паротурбогенераторами, как
в турбонасосных агрегатах ЖРД открытого цикла, использова-
лись одноступенчатые турбины, обеспечивающие достаточный
перепад Az. Но большие Az приводят к большим скоростям газа
в проточной части одноступенчатой турбины и соответственно
221
большим гидравлическим потерям, меньшему КПД, большей
эрозии лопаток. Снижение КПД турбины на один процент по-
вышает массу установки замкнутого контура с холодильником-
излучателем в целом на 10%. Поэтому для космических ЭСУ
целесообразно использовать, как это сделано для установки
SNAP-50 и ее аналогов, 2- и даже 3-ступенчатые турбины с
более высоким КПД. Увеличение массы самих дисков турбины
окупается выигрышем в массе установки в целом. Сложности
эксплуатации жидкометаллических контуров установки, особен-
но в режимах их запуска или остановки во время полета, воз-
можности замерзания отдельных участков и необходимость сис-
тем их разогрева привели к разработкам маломощных ЭУ на ор-
ганических рабочих телах типа дифенила, даутерма, толуола
при ограниченной максимальной температуре Тг = 800 4- 900 К и
с использованием цикла на перегретом паре.
Так как температуры за турбиной при этом выше, чем в
конденсаторе, появляющийся теплоперепад можно использовать
для регенеративного подогрева конденсата после насоса. Это по-
зволяет увеличить КПД установки:
г ч z к-, -1
— ^ад срж ^"кип — + r + сра ~ ^кип) ’ (И-6)
Температура регенерации меньше температуры пара за тур-
биной Тр < Тт на величину, необходимую для обеспечения паде-
ния температуры на стенках теплообменника АТр .
Сложным для паротурбинной установки на щелочном метал-
ле является ее запуск в космосе. Если при равновесной темпе-
ратуре в космосе Т0 = 335 К теплоносители на основе NaK-эв-
тектики будут жидкими (Тпл=262 К), то такое рабочее тело
турбинного контура, как калий, имеет более высокую темпера-
туру плавления ^пл= 326,5 К. Использование Cs или Rb с
Тпл = 301,5 К и Тпл=312 К соответственно облегчает запуск, но
приводит к большей стоимости ЭУ.
Разогрев контура ПТУ от первичного источника тепла тре-
бует также энергозатрат на питание электромагнитных насосов
обоих контуров (см. рис. 6.9). В этом случае такие затраты со-
ставляют почти 7% от полезной мощности, что вызывает необ-
ходимость в достаточно мощных автономных источниках тока
на запуске, когда сама установка тока еще не дает.
Как следует из рис. 11.4, нижняя температура цикла может
оказаться выше оптимальной из-за слишком низких давлений
конденсата. Пологость кривых Мэ = fTx в области минимума
(см. рис. 6.7) позволяет отодвинуться от оптимума без большого
222
ухудшения энерго массовых характеристик. Можно сохранить
оптимальную низкую температуру Тх и при низком давлении
конденсата, если использовать эжекторы, устанавливаемые не-
посредственно на конденсаторе, как это предусмотрено на со-
лнечной установке “Санстрэнд”, где давление пара рубидия в
конденсаторе резко снижено до рх = 0,09 • 10° Па. Струйные на-
сосы поднимают давление в трубопроводе от конденсатора и
предотвращают кавитацию основного механического насоса.
Промежуточный перегрев между ступенями турбины, как это
представлено на рис. 11.2, повышая КПД установки, одновре-
менно связан с повышением гидравлических сопротивлений
парового тракта, что необходимо учитывать в расчете.
11.2. Разработки паротурбинных энергетических
установок
В энергетической установке кроме основного контура рабо-
чего тела предусматривается ряд подсистем, обеспечивающих ее
нормальную эксплуатацию и усложняющих схему. Генератор
установки должен работать при повышенных температурах, что
обусловливает специфические требования к его электроизоля-
ции, герметичному исполнению при одновременной необходи-
мости охлаждения обмоток и обеспечения работоспособности
подшипников.
Поскольку давления конденсата низкие, необходимы специ-
альные меры по предупреждению кавитации насосов: установка
эжекторов и дополнительный расход жидкого рабочего тела для
обеспечения их работы. Этот расход может превышать расход
пара в основном контуре. Потребление мощности на собствен-
ные нужды ЭУ насосами прокачки теплоносителей горячего и
холодного контуров определится балансами тепла по расходу
теплоносителя. Приравнивая выражение (11.2) или (11.3) пере-
носимому в горячем контуре теплу Qr = ср Gr АТГ (или Qr = rT GT
для тепловых труб), можно оптимизировать произведение
С?гАТ по минимуму массы установки.
При этом повышение расхода теплоносителя Gr увеличивает
затраты мощности на собственные нужды N3 и обусловливает
рост массы всей установки в соответствии с ростом ее мощнос-
ти. Однако при этом можно снизить подогрев теплоносителя в
горячем - контуре АТГ , т. е. повысить температуру парогенерато-
ра и увеличить располагаемый перепад энтальпии Ai , что в
**»ц
определенном диапазоне АТГ компенсирует увеличение N .
223
Аналогично для охлаждения конденсаторов могут использо-
ваться как теплообменные контуры, так и тепловые трубы. Не-
обходимые расходы теплоносителя найдутся из баланса тепла
4-АУв^(т| 1^= С?х г (х 1) + срж Тх mjnj , (11.7)
где так же, как и для горячего контура, можно принять
Qx = cG^TK (или Qx = гх (7Х для тепловых труб). Соотношения
АТ и Gv при этом также оптимизируются по общей массе ус-
тановки.
Для установок на органическом рабочем теле и сухом паре
часть тепла Q будет отведена в рекуператоре, что позволит не-
сколько увеличить КПД и уменьшить размеры холодильника-
излучателя. Площадь поверхности и масса холодильника-излу-
чателя установки определятся по сбрасываемому теплу и темпе-
ратуре Гх mln :
F = (N + AWj fc 1 - 1 | f&fc* Тх kx
(11.8)
где Лф = 0,8 -s- 0,85 учитывает падение температуры вдоль ребер
холодильника; ka учитывает падение температуры по длине
труб холодильника-излучателя от = Тх до Т2 :
Vi
X
(11.9)
Для'удобства расчетов на графе установки (см. рис. 11.1,6),
теплообменным аппаратам 3, 6, 7, 11 присвоены дублирующие
номера 14, 15, 16, 17, определяющие полости последующего
участка контура. Связи по теплоносителю обозначены сплошны-
ми, по теплу — пунктирными и по электрической и механичес-
кой энергии — штрих-пунктирными линиями. Тогда в соответ-
ствии с материалом разд. 3.3 можно составить матрицу из 17
строк, указывающих, откуда идет воздействие, и 17 столбцов,
характеризующих те агрегаты, куда оно направлено. Поставив
в соответствующих пересечениях знак вида воздействия и соста-
вив математические модели расчета процессов, можем составить
программу для расчета установки любой сложности, используя
балансовые методы и построенную по графу матрицу.
Компоновка ядерной энергоустановки с ПТУ аналогична
изображенной рис. 6.10. Различие заключается в том, что вмес-
то блока термогенераторов в нее вписывается блок турбогенера-
тора, также достаточно компактный. Парогенератор и конденса-
торы компонуются непосредственно на патрубках турбины. Так
же, как и для термогенератора, масса энергоустановки имеет
224
оптимум по отношению температур цикла. На рис. 11.5 показан
оптимум по подсистеме холодильника-излучателя. Он смещается
тх
для установки в целом к большим значениям отношения .
1 г
Рис. 11.5. Зависимость
удельной площади
поверхности излучателя
паротурбинной энергетической
установки от
тем-п ер атуры холодильника
излучателя
Основные параметры выполненных промышленностью образ-
цов космических ЭУ с ПТУ представлены в табл. 11.1.
Массы установок приведены без учета радиационной защи-
ты. Радиоизотопная установка Санстрэнд предусматривала уве-
личение КПД за счет каскада с ТЭлП до Т| = 24,5%. Верхние и
нижние температуры цикла ртутных установок SNAP-2 и
SNAP-8 составляли Тг = 893 К, 7\ = 588 К и Тг=946 К,
Тх = 580 К соответственно. Верхняя температура цикла кали-
евых установок SNAP-50 и “Дженерал электрик” равнялась
Тг = 1065 К. Для маломощных солнечных установок температу-
ры цикла составляли Т = 838 + 1233 К и Т = 714 633 К.
Г X
В установке фирмы “Дженерал электрик” использован холо-
дильник-излучатель на тепловых трубах, а конденсаторами яв-
ляются расположенные по образующим конического излучателя
12 прямых тепловых труб.
Удельная масса этой установки составляет около уэ — 15 кг/кВт.
Половину всей массы составляет масса радиационной защиты:
5669,9 кг от у-излучения и 1882,4 от нейтронного потока. Из
остальных 7377,5 кг 37% приходится на холодильник-излуча-
тель (2722 кг). Реактор имеет массу 1203 кг и по 317—544 кг
приходится на насосы, парогенератор, турбогенератор, низко-
температурный излучатель 12 (см. рис. 11.1), пусковое оборудо-
вание. Трубопроводы и конструкция рамы имеют массу 907,2 кг.
225
226
Таблица 11.1
Установка Источник энергии Рабочее тело Qr , кВт N3 , кВт ц, % тх, к -и- 2 , кг
SNAP-2 Реактор Hg 50 3—5 6 563 10,2 345
SNAP-8 Реактор Hg 600 2x30 10 520 160 2000
Э-30 Реактор к 300 50 17 850 15 1750
SNAP-50 Реактор к 2500 350 14 900 90 2270
Дженерал Электрик Реактор к 8000 1000 12,5 900 300 7380
Пегас Реактор к 2600 6124 23 875 634 18682
SP-100 Реактор к 600 100 17 900 21 3000
Санфлауер Солнце Hg 26 3 11,5 665 32 260 (?) (1150)
Санстрэнд I Солнце РЪ 60 15 25 600 94 328 (?) (1700)
Белков Солнце Hg 41 5 12,4 563 95 400 (?) (1900)
АСТЕК Изотоп С12Н10 8 1,5 19 358 8,4 102
Санстрэнд Изотоп С12Н10 - 6 1,3 20,2 354 8,0 92
Таблица составлена по данным работ [4, 7, 10]
В одном из самых грандиозных проектов ЯЭУ “Пегас” пред-
полагалась электрическая мощность 7V3 = 6124 кВт и удельная
масса составляла уэ = 3,05 кг/кВт.
Установки меньшей мощности имеют худшие характеристи-
ки, например SNAP-2 имеет удельную массу даже без учета ра-
диационной защиты уэ = 115 кг/кВт. Однако паратурбинные
ЯЭУ малой мощности оказались неконкурентоспособными с со-
лнечными батареями (уэ = 10 4- 40 кг/кВт). Установки ЯЭУ боль-
шой мощности 50—1000 кВт, несмотря на большой задел и за-
траты , оказались невостребованными во время их разработки
потребителями.
11.3. Особенности энергетических установок
на диссоциирующих газах
Установки на диссоциирующих газах занимают промежуточ-
ное положение между паротурбинными и газотурбинными уста-
новками. Выбирая диссоциирующий газ, желательно обеспечить
изменения параметров в тракте установки такими, чтобы газ
поступал на турбину полностью диссоциированным, а выходил
из холодильника-излучателя рекомбинированным. Понижение
средней молекулярной массы газа при диссоциации приводит к
росту его газовой постоянной R и увеличению работы турбины,
снимаем,ой с одного килограмма газа при температуре Тг :
(11.10)
Рг
где-----степень понижения давления на турбине; Т| — КПД
Рт т
турбины.
В то же время рекомбинированный газ имеет большую мо-
лекулярную массу, меньшую газовую постоянную и соответст-
венно меньшую работу сжатия в компрессоре N . В том случае,
когда температура конденсации рекомбинированного газа выше
Тх , установка практически работает по циклу Ренкина
_ k
О k — 1
(11.11)
где О «0,9 — коэффициент, учитывающий потери давления в
контуре ЯЭУ; Т|к — КПД компрессора.
227
Полезная мощность установки найдется из разности выра-
жений (10.11) и (11.11). В точных расчетах необходимо приме-
нять графические методы с использованием диаграмм зависи-
мости степени диссоциации от давления и температуры или ис-
пользовать ЭВМ.
Если в качестве примера рассмотреть диссоциацию двух-
атомного газа, например азота
N. Zt 22V,
Ci
можем записать уравнение химической термодинамики
4рос2
г 1 ( AG
= ехр - ду
(11.12)
где AG — стандартное изменение свободной энергии в реакции;
ц — степень диссоциации. Поставив граничные условия по тем-
пературам термодинамического цикла Т и давления р с учетом
необходимой степени диссоциации, например 99% на входе в
турбину и 1% — на выходе из холодильника-излучателя,
можно найти требуемые значения свободной энергии АС?, кото-
рые для завышенных температур, взятых из опубликованных
исследований, составляли 330 и 411 кДж/моль для Тг = 2200 и
1000 К соответственно.
Рассмотрев ряд диссоциирующих в заданных температурных
условиях газов, можно подобрать наиболее подходящее рабочее
тело. Например, для достаточно случайного ряда реакций дис-
социации и указанных температур AG составит:
для фосфора
98,75 кДж/моль при Р4 2Р2 ;
117,5, 188 кДж/моль при Р2 2Р ;
для хлора
7,1 66 кДж/моль при Cl2 2С1 .
Интересными являются рабочие тела на основе других соеди-
нений и в том числе окислов азота. Для давлений 3,5 и 35 • 105 Па
можно построить цикл таких установок, найти их полезную ра-
боту, по ее величине и подведенному теплу определить КПД и
сбрасываемое излучателем тепло. Если излучатель освещается
Солнцем, возникает необходимость учета равновесной темпера-
туры То и уравнения (11.8) и (11.9) усложняются.
Площадь холодильника-излучателя установки с диссоцииру-
ющим газом (Тг2), как представлено на рис. 11.6, уменьшается
228
по сравнению с площадью поверхности холодильника-излучате-
ля на инертных газах в 4—6 раз.
Рис. 11.6. Зависимость
площади поверхности
холодильника-излучателя от его
температуры Тк для установки на
диссоциирующем, газе при
различных температурах перед
турбиной ТГ2
(Tri — характеристики-
установки на инертном газе)
Выбор диссоциирующих газов достаточно сложен, поскольку
необходимо обеспечить их хорошие эксплуатационные характе-
ристики: степень диссоциации при приемлемых температурах и
давлениях, коррозионную активность и т. д.
Глава 12. Энергетические установки с газотурбинными
и газопоршневыми преобразователями энергии
Использование газовых рабочих тел в контуре ЭУ обещает
целый ряд эксплуатационных, технологических и экономичес-
ких преимуществ. Нет опасности замерзаний и возникновения
пробок в переохлажденных участках тракта, установка не нуж-
дается в термостатировании при выводе КЛА на орбиту и до-
полнительных источниках энергии на размораживание при за-
пуске, существенно проще заправка контура рабочим телом,
снижаются требования к его чистоте. Применение инертных
газов смягчает требования по жаростойкости материалов при
повышенных температурах. Однако для обратной подачи рабо-
чего компонента — инертного газа (обычно — смесь гелия и
ксенона) требуется компрессор существенно большей мощности,
чем мощность жидкометаллического насоса паротурбинных
ЯЭУ. Его мощность примерно во столько же раз меньше мощ-
ности газовой турбины, во сколько температура газа после хо-
лодильника-излучателя (Тх) меньше температуры перед турби-
ной (ТД. Это заставляет соответствующим образом увеличивать
и мощность турбины, по сравнению с ПТУ той же полезной
мощности, так как для газотурбинной установки (ГТУ) это срав-
нительно небольшая разность работ турбины и компрессора. Для
ее увеличения снижают Тх , чтобы снизить мощность компрессо-
ра. Однако это приводит к чрезмерному увеличению размеров и
229
массы холодильника-излучателя. Практика газотурбостроения
позволила разработать и создать сотни газотурбокомпрессорных
установок различного назначения, в том числе и с высокими
энергомассовыми характеристиками для авиации. Совершенст-
вование теории и практики лопаточных машин позволяет дости-
гать верхних пределов параметров. У турбин КПД достигает
Т|т = 90 ч- 94%, а компрессоров Т)к = 82 86% . Появление газо-
вых подшипников снижает для таких установок ресурсные ог-
раничения, а применение тепловых труб в подсистеме холодиль-
ника-излучателя решает вопросы его резервирования и умень-
шает опасности утечки газа из контура установки. Практически
любой коллектив, занимающийся разработкой авиационных га-
зотурбинных двигателей, при наличии соответствующего зада-
ния может в ограниченные сроки разработать газотурбинную ус-
тановку для КЛА. Поэтому разработки космических ЯЭУ и СЭУ
продолжаются до сих пор. Например, разработки солнечных
маломощных ГТУ (N3 = 10 кВт) проводились для МКС “Альфа”
вплоть до июля 1998 г. и только позже не выдержали конку-
ренции с солнечными батареями. В перспективных разработках
мощных ЯЭУ делаются попытки повысить энергомассовые ха-
рактеристики этих систем за счет применения капельно-струй-
ных холодильников-излучателей. Но пока эти мощности остают-
ся еще невостребованными потребителями для КЛА. (Пилоти-
руемый полет на Марс 2015-2020 гг.)
12.1. Рабочие процессы, расчет параметров
и характеристики турбокомпрессоров
Принципиальная схема газотурбокомпрессорной установки
показана на рис. 4.5,а, а ее термодинамический цикл — на
рис. 4.6,6.
Расчет изменения параметров по тракту ГТУ. Удельные ра-
боты расширения газа на турбине и сжатия его в компрессоре
определяются уравнениями (11.10) и (11.11).
Температура газа перед турбиной Тг определяется длитель-
ной стойкостью материалов, а давление рг найдется из условий
оптимизации ЭУ по ее удельной массе. Записав выражение про-
цесса расширения через давления и КПД и приравняв его рабо-
те, записанной через температуры, получим температуру газа за
турбиной:
т г
1- 1-7CT k Пт , (12.1)
230
где степень расширения газа в турбине тст связана со степенью
повышения давления в компрессоре соотношением
— 1 / _ — \ \ _Р'Х. — 1 /1 о ох
“- = ЛТ =К^г^х| =KaS -7“ as ’ <12-2)
<Г \ J \ J 7 К
где Ог - коэффициент потерь полного давления в горячей части
тракта ЭУ; Ох — в холодной части; = <?г ох — суммарные по-
тери, складывающиеся из потерь в трубопроводах, поворотах,
расширениях, теплообменниках и т. д.
В газовом цикле Брайтона (см. рис. 4.6) температура за тур-
биной Тк выше, чем температура за компрессором Тт , поэтому
оказывается возможным, проводя рекуперацию тепла в теплооб-
меннике, подогревать газ за компрессором до температуры
Тр к < Ту отходящими газами турбины, охлаждая их до
Тр т > Тк и повышая суммарный КПД (рис. 12.1). Отношение
действительно регенерированного тепла к его предельному зна-
чению Qpo = ср Gr (Ту -
Т - Т Т - Т
(Л - т Р’К - Р-т к /19
'"'р гр _ гр гр _ гр
т К 1 т 1 к
называется степенью регенерации. При приемлемых площадях
поверхностей и массах теплообменника можно рекомендовать
оптимизированную величину 0 = 0,85 -5- 0,9, так как с ростом
0 несмотря на рост КПД, увеличивается и масса ЭУ.
Рис. 12.1. Схема газотурбинной
установки с регенерацией тепла:
1 — теплообменник; 2 — турбина;
3 — генератор; 4 — компрессор;
5 — холодильник-излучатель;
6 — рекуператор
Температура за рекуператором после турбины Тр т опреде-
лится из выражения (12.3):
Гр., = Гк + 0р (т, - тк). (12.4)
231
Температура газа за холодильником-излучателем оптимизи-
тх
руется по массе ЭУ и близка к отношению — = 0,3-ь 0,4. Дав-
ление за компрессором рк = рх тск , а температура аналогично вы-
ражению (12.1) определится как
/ fe - 1 \
1 + лк /г - 1 1]'
к У
Температура за рекуператором в холодном тракте Т будет
(12.5)
т = т
к к
Ik
тр.к=г,-0р(г,-гк). (12.6)
Давление в соответствии с потерями на гидравлические со-
противления и подогрев будет рр = ок ор , так же, как и давле-
ние после подвода тепла от источника рг = рк ор ои = рк ог .
Зная параметры рабочего тела, можно по уравнениям
(11.10), (11.11) найти необходимый для получения заданной
мощности N3 расход рабочего тела G, тепловую мощность источ-
ника энергии Qr и КПД установки Т|э . В выражении механичес-
кого КПД можно учесть затраты мощности на внутренние
нужды аналогично ПТУ (11.5). Полезная мощность, развивае-
мая одним кг газа в контуре газотурбогенераторной ЭУ, исходя
из формул (11.10) и (11.11), будет
G
Кк k
Ч к ) )
Дня инертных одноатомных газов k = 1,67, R = 8,316 ——.
моль •К
Для смеси 40% Не и 60% Хе имеем Мсм = 80,38 кг/моль и
R = 0,10346 кДж/кг. Если при Тг = 1100 К и Тх = 300 К примем
Ч = 4,04 и лт = 3,64 (as = 0,9), а КПД турбины Т|т = 0,98, гене-
ратора Т|г = 0,95 и собственных нужд ^ = 0,95, то по уравнению
N3
(12.7) получим -^-=32,346 кВт/кг/с. Это позволит найти для
заданной мощности необходимый расход газа, а по уравнениям
232
(11.10) и (11.11) — мощности турбины и компрессора. Подве-
денное к газу тепло за вычетом его рекуперации будет
т.
~т
г J
и (12.8) запишется
. -1
т? = с Гтг-т =fe(fe-i) RT 1-
С У АГ I * АГ * I *
р.к
(12.8)
Как отношение выражений (12.7)
КПД ЭУ:
fe -1
1 |Оу I k
к Zj j
Пэ
Т
Г|’_ Г?
1
Л к
- 1
х
в
т
1
Т
г
- 1
(12.9)
примера, характерно-
При параметрах рассмотренного выше
го для солнечной ЭУ с концентратором, получим КПД Т|э = 23%.
Для рассматривавшегося в 1998 г. варианта СЭУ МКС “Альфа”
с Уэ = 10 кВт расход газа составлял Gr = 0,31 кг/с при тепловой
мощности в Q = 44 кВт, Это потребовало концентратора (с уче-
том его КПД) площадью в 36 м2, т. е. диаметром Вк = 6,8 м.
Если учесть повышение тепловой мощности в два раза для заряд-
ки теплового аккумулятора установки с учетом неизбежных теп-
ловых потерь, диаметр должен быть увеличен до Вк = 10 м. Сте-
пень регенерации была принята 0 = 0,8.
Для перспективных ЯЭУ при Тг = 1800 К, Т* = 500 К и сте-
' ' ' N3
пени регенерации 0 = 0, я = 3,95 и л= 3,56 получим -77-=51,1
; . “ Л Ct
кВт/кг/с. ДлА электрической мощности в 100 кВт расход газа со-
ставит Gr = 1,96 кг/с, а тепловая
мощность рекуператора Q = 480
кВт и КПД установки Т|э = 21%.
Площадь поверхности холодильни-
ка-излучателя определится по фор-
мулам (11.8) и (11-9) Е = 31,5 м2.
Выбор давления, степени по-
вышения давления и рабочего
тела. Степень повышения давле-
ния так же, как и температура
, оптимизируется по массе ЭУ.
Рассмотрим цикл ГТУ в р-У-коор-
динатах (рис. 12.2). Изотерма
Рис. 12.2. Влияние степени
повышения давления в ком-
прессоре на. работу цикла
233
Тг1 - Тг2 - Тг3 ограничивает цикл. Поэтому при максимальной
степени сжатия „ , когда температура за компрессором
.К «о
л = Т ч площадь и работа цикла равны нулю. При снижении
лк работа цикла растет, достигая максимума при промежуточ-
ном значении лк2 , и затем снова убывает до нуля при лк = 1.
С понижением начальной температуры Тх4 , равно как с по-
вышением Тт , величины лк2 и Лк3 возрастают. Поэтому расход
газа G, необходимый для получения заданной мощности уста-
новки N , и связанная с ним удельная масса установки уэ рас-
тут у, —> оо в точках л„ = 1 и л„ = л„ , имея минимум при
•J < Э Xu Xu Xu XXlclJk
промежуточном значении лк = лк орт . При постоянной нижней тем-
пературе цикла Тх = const этот минимум снижается с ростом Тр— ,
J х
т. е. Тг сдвигается в область больших лк . Однако при Тг = const
из-за повышения массы и площади поверхности холодильника-из-
Т
г
лучателя, влияние т=-, как показано на рис.
X
приводит (рис. 12.3) к появлению общего
6.6, неоднозначно и
“const
lx'Tri
TrkTx=const
Тх/Гг|
^копг
Рис. 12.3. Зависимость
удельной массы установки
от пе и Тк/Тг
параметрам
оптимума по двум
7С„ и 77Г~ • Характе-
к к
ристики типа приведенных на
рис. 12.3 обычно изображают в
г
5,
в параметр и обозначая его
через соответствующее отноше-
функции уэ = R
, ВЫНОСЯ Л„
Хъ
* к
ние температур -=г- .
1 X
На опти-
мальные величины л„
Хъ
Тз.
т
г
и вли-
л X
яет и еще целый ряд парамет-
ров, которые также нуждаются
в оптимизации. Поэтому задача многопараметрической оптими-
зации энергетической установки решается на ЭВМ с применени-
ем соответствующего набора программ. Значение максимальной
температуры цикла Тг выбирается для солнечных ЭУ по КПД
системы концентратор-приемник энергии и тепловой аккумуля-
234
тор и близко к Тг= 1100 К. При больших температурах растут
обратные потери тепла на излучение приемника.
В авиационных ЭУ Тг определяется жаростойкостью турбины,
и для авиационных систем она составляет Тг = 1250 К. В современ-
ных ГТУ с охлаждаемыми лопатками температура поднялась до
Тг = 1600 Кив перспективе до Tv = 1800 К.
_ Тх
Оптимальная величина Тх близка к -zy- = 0,3 -s- 0,4. Она оп-
1 г
тимизируется по КПД, площади поверхности холодильника-из-
лучателя или, что точнее, по массе установки в целом. Опти-
мальное значение тск по КПД найдется из первой производной
уравнения (12.9):
орт
к
2 (Л-1) ц“0’5
(12.10)
X
Для солнечных ЭУ с регенерацией тепла после турбины вы-
ражение усложнится, поскольку учитывается Qp в (12.9) и со-
отношения (12.3)—(12.6). Однако для ЯЭУ величина КПД не
является определяющей и регенерация может оказаться из-
лишней. Гидравлические потери полного давления в тракте
установки резко влияют на ее характеристики. Больше 10%
их допускать нельзя, а меньше - достаточно трудно. На рис.
12.4 представлена зависимость КПД ГТУ от параметров цикла лк ,
Тг
и y- и удельной работы
1X
N3 (k - 1)
— D„— . Это позволяет
feGrlx jL
наглядно иллюстрировать
формулу (12.9) при выборе
параметров установки.
Одним из выбираемых
параметров для установок
ограниченной мощности
является давление рг . По-
вышение давления в уста-
новках большой мощности
ведет к уменьшению сече-
ний газового тракта, но
увеличению прочностных
’ограничений.' В установках
Рис. 12.4. Зависимость КПД ГТУ
от параметров цикла и приведенной
удельной работы, цикла
Na (k - l)/k GRTV
235
малой мощности это снижение сечений начинает играть отрица-
тельную роль, так как при очень малых размерах турбомашин
резко падают их КПД, а для сохранения окружной скорости в
приемлемых пределах приходится также резко увеличивать час-
тоты вращения п, чтобы при сохранении осевых скоростей газа
недопустимо не изменились треугольники скоростей на входе и
выходе из лопаточных каналов.
Оптимальные значения давлений меняются от р = 9 10° Па
в установках большой мощности до р = 2 •«- 3 106 Па в установ-
ках малой мощности. Минимальные давления ограничены воз-
можностями реализации минимальных кк и лт .
Вид • рабочего тела зависит от размеров ЭУ. Если при боль-
ших мощностях желательно применять газы с малой молеку-
лярной массой и большими /?, например гелий, то при малых
мощностях для увеличения размеров проточной части турбома-
шин до приемлемых значений используют Не-Хе смеси.
Использование газожидкостного цикла Гохштейна, предло-
женного в 1941 г., позволяет, сочетая основные преимущества
циклов Брайтона и Ренкина, уменьшить затраты на повышение
давления. Применяя конденсирующиеся рабочие тела типа ам-
миака и др., получаем цикл, идентичный циклу
очень большим перегревом пара и возможностями
тепла за турбиной.
Увеличение работы цикла будет получено и при
промежуточного нагрева газа между ступенями многоступенча-
той газовой турбины, а также промежуточного охлаждения
между ступенями компрессора. Однако это усложняет схему ус-
тановки и повышает потери полного давления в ее газодинами-
ческом тракте.
Согласование параметров турбокомпрессорной группы. При
согласовании необходимо учесть равенство оборотов и расходов газа
с учетом значений окружных скоростей, обеспечивающих приемле-
мые треугольники скорости газа на лопатках турбомашин. При
наиболее простой компоновке ЭУ с ГТУ турбина связана общим
валом с -компрессором и частота вращения турбины равна частоте
вращения компрессора. Это обусловливает определенные правила со-
гласования газодинамических параметров этих турбомашин.
Расход газа через компрессор, выраженный в параметрах
торможения , определяется зависимостью
Ренкина, с
регенерации
применении
Fk1 sin a k
л Л **• J- J3. f
cr - ,
" л X
(12.11)
236
где а — угол закрутки газа на входе в компрессор; ks — коэф-
фициент неравномерности поля скорости; q(K) — газодинамичес-
кая функция скорости,
(12.12)
где
-1 v
Л. —----- v
с/'кр
Коэффициент расхода
( 2k П_Т°,Б
k + 1
(12.13)
1
kR = ^2k/(k + 1)Я / 0,5 (k + 1
nk - 1
для k = 1,67, R = 103,46 Дж(кг • К) ^ = 0,07144.
Так как сечение на входе в компрессор связано с
его
(12.14)
диамет-
-
ром DK и относительным диаметром втулки d3 = уу уравнением
Цк
FK1 = 0,25л D* (1 - d* j , (12.15)
а обороты компрессора связаны с окружной скоростью ьу на
ободе выражением
п„ = 60 1 , (12.16)
Л XV I Л I 4 '
можно по уравнениям (12.11)—(12.16) выразить допустимые
обороты компрессора пк через расход газа, параметры его на
входе, окружную скорость, ограниченную прочностью и числом
маха М на периферии лопаток, коэффициент производительнос-
ти тп:
m = Ср"1 ^7 4т/б02 йн fe Г1, (12.17)
где т = q^x - dty sin а .
Обороты турбины пт ограничены допустимым пределом
прочности материала лопаток а£. :
Ое = 2^60“ 2 п* Вср h Ф , (12.18)
где у — удельная масса материала; Рср — средний диаметр тур-
бины; h — высота лопатки; Ф — коэффициент ее формы.
237
Выражая средний диаметр и высоту h через площадь сече-
ния, а площадь сечения через расход и параметры на выходе"
аналогично уравнению (12.11), получим для турбины
ор = 2угт* G Ф (бО2 рт q% т sin ат 1 - (12.19)
Приравнивая обороты турбины и обороты компрессора и за-
меняя параметры на выходе из турбины параметрами по тракту
ГТУ, получим зависимость прочности лопаток от окружной ско-
vR т ( Т*'
рости и газодинамики параметров: ------ = f 7L, , тв- •
ср «Wr I r J
Зная из термодинамического расчета параметров оптималь-
ные значения TL, и Tv , можно найти рациональное сочетание
К X.
геометрических и газодинамических факторов, удовлетворяю-
щих согласованию числа оборотов и прочности турбокомпрессор-
ной группы.
Равенство числа оборотов и расходов газа через турбомаши-
ны скажется на характеристиках совместной работы и величи-
нах полезной мощности энергетической установки. Для анализа
наложим расходные характеристики компрессора и турбины
друг на друга. Характеристика компрессора представлена на
рис. 12.5 в координатах Кк , <7(ХК). Практически по оси абсцисс
отложен приведенный расход газа в компрессоре, как и следует
из (12.11) при рх = const и Тх = const. С ростом числа оборотов,
отнесенных на рис. 12.5 к номинальным, расход растет, запи-
Рис. 12.5. Характеристика турбокомпрессорной группы ГТУ
238
раясь при Хк = 1 звуковым режимом на входе в компрессор.
Дросселирование сечения на выходе из компрессора пропускной
способностью турбины приводит к росту Кк при некотором сни-
жении расхода, так как падение скорости газа при постоянной
окружной скорости лопаток увеличивает их угол атаки и напо-
рность компрессора, пока не наступает срыв потока — помпаж
компрессора. Этот срыв неравномерен по окружности, так как,
возникнув в одном месте, вызывает рост скорости на остальной
части окружности и уменьшение там угла атаки. Вращающийся
с колесом компрессора срыв приводит к биениям, неуравнове-
шенности, вибрациям и разрушению конструкции.
Записав равенство расходов газа через компрессор (х) и тур-
бину (г), используя соотношения типа (12.4), получим
Р-р ^Х
Рх q(X)T Fr sin аг /гн Тт
Используя условия (12.3) и объединяя постоянные величи-
ны коэффициентом В, получаем
Ч’
(12.21)
Если перепад на турбине сверхкритический и Л<г= 1, g(X)r = 1,
уравнение (11.21) соответствует прямым линиям, выходящим из
начала координат, и относящимся к разным соотношениям темпе-
ратур -=- . При 7СГ < 2 и Кк < 2 д(Х)г уменьшается с падением дк ,
1 х
поэтому характеристики (12.21) отклоняются от прямых линий,
сходясь в точку тик = 1 при с?(Х)х = 0. Каждая точка графика (рис.
Тг
12.5) характеризуется определенным отношением —, числом
« -* V
оборотов п, расходом <?(Х)х и КПД тик . Для определения харак-
теристик турбокомпрессорной группы и энергетической установ-
ки в целом необходимо рассматривать график, приведенный на
рис. 12.'5, совместно с балансом работы (12.7) и характеристи-
ками холодильника-излучателя (11.8), (11.9).
Т
Повышение температуры Тг , т. е. •=- при п = const, должно
тг
привести к росту тск и росту N3 . Наоборот, падение -=?- ограни-
х
чивается условием N3 == 0. По характеристикам, приведенным на
239
рис. 12.5, используя уравнения (12.7) и (11.8), для каждого
числа оборотов можно найти режим холостого хода. Рост Тг по-
вышает полезную мощность энергоустановки, однако ограничен
не только температурой, но и возможностью наступления пом-
Тг
пажного режима. Выбор оптимальных Кк и приводит к не-
X
высоким степеням повышения давления, в соответствии с
формулой (12.10) они составляют дк=2,5—4,0 и могут захва-
тывать дозвуковую часть диаграммы, изображенной на рис.
12.5, в отличие от авиационных ГТД, где тск достигают значе-
ний п = 18 20.
К
При. запуске установки или увеличении ее числа оборотов
необходимо иметь превышение мощностью турбины мощности
компрессора для преодоления момента инерции роторов турби-
ны, компрессора и генератора. Если в области повышенных обо-
ротов для их дальнейшего роста с повышением п должны расти
и температуры Тг , то при пониженных оборотах резко падают
71 и лт , что приводит при одновременном снижении расхода
также к повышению Тр , несмотря на падение Qr . Это позволя-
ет согласно выражению (12.7) компенсировать падение КПД, но
приводит к перегреву турбины на пусковом числе оборотов. При
запуске турбокомпрессорная группа должна иметь число оборо-
тов больше числа оборотов, ограниченных этим ростом темпера-
туры. С увеличением числа оборотов температура Тг сначала
даже снижается и только позже при достижении КПД своих но-
минальных значений начинает возрастать. Пусковую раскрутку
необходимо производить от постороннего источника, мощность
которого тем выше, чем больше массы и момент инерции рото-
ров. Для облегчения запуска на установках большой мощности
можно применять двухкаскадные конструкции, раскручивая
только турбокомпрессор, не затрачивая мощность на раскрутку
отдельного турбогенератора, турбина которого, представляя вто-
рую ступень за турбиной компрессора не связана с ней механи-
чески. Однако запуск ГТУ на КЛА потребует уравновешивания
инерционных моментов, так как аппарат не имеет опоры на
фундамент или поверхность земли, моря, на воздух крыльями.
Поэтому необходимо синхронизировать при запуске по крайней
мере два роторы противоположного вращения и одинакового мо-
мента инерции, т. е. проводить одновременный запуск двух
ГТУ, располагая роторы максимально близко друг к другу. За-
пуск и повышение оборотов сверх числа оборотов пускового ре-
жима требуют заброса мощности турбины над компрессором,
240
который происходит по линии п = const с повышением лк и
Тг Тг
, а затем по линии — = const установка переходит на новый
1 х х
режим по п. Чем выше заброс и избыток мощности, тем скорее
переходит ГТУ на новый режим и выше ее приемистость. Одна-
ко слишком большие забросы могут привести к попаданию за
границу помпажа и выходу из строя установки.
12.2. Разработки энергетических установок
с турбокомпрессорами
Проекты мощных энергетических установок с ГТУ предус-
матривали применение гелия как рабочего тела, поскольку он
имеет хорошие характеристики: большие теплоемкость, газовую
постоянную, скорость звука. Это позволяет снизить расход газа
в ЭУ. В то же время большая газовая постоянная приводит к
необходимости снижения напорности ступеней турбины и ком-
прессора, так как слишком большие изменения скорости газа в
лопаточных каналах, отвечающие возросшей из-за работе, ре-
ализовать при разумной геометрии проточной части лопаточных
каналов просто невозможно. Необходимое уменьшение напо-
рности, т. е. тст и тск ступени, можно приближенно оценить по
уравнениям (11.10) и (11.11). Использование гелия, позволяя
уменьшить размеры холодильника-излучателя и массу ЭУ, в то
же время приводит к необходимости применения многоступен-
чатых компрессоров и турбин.
В ЭУ ограниченного уровня мощности чрезмерное снижение
расхода гелия приводит к слишком большому сокращению вы-
соты лопаток и падению КПД установки из-за этого.
Более тяжелые газы и гелий-ксеноновые смеси облегчают
выполнение проточной части турбомашин, давая возможность
использования при проектировании и разработке опыта, накоп-
ленного при создании авиационных турбокомпрессоров.
Анализ энергомассовых характеристик ЭУ с ГТУ приводит
к типичным для тепловых установок зависимостям удельной
массы от отношения температур цикла, показанным на рис. 6.7,
и от уровня мощности (см. рис. 7.19). Специфический цикл ус-
тановки и возможность применения при низких температурах
более легких материалов для холодильника-излучателя сдвигает
оптимум по температурам цикла к Тх = 0,3. На рис. 12.6 пред-
Т
X
ставлено влияние отношения температур ур- на одну из подсистем
установки — излучатель. В соответствии с анализом цикла (см.
рис. 12.2 и 12.3) можно найти оптимум удельной площади f хо-
241
лодильника по Tv и тс , представленный на рис. 12.6 отношением
т
температур —=0,65; 0,75; 0,85 (тск = 5; 3; 2,0 соответственно).
1 г
Рис. 12.6. Влияние отношения
температур цикла — и — на
г г
удельную площадь поверхности
холодильника-излучателя
Очень сильно влияют КПД турбомашин и потери давления
на удельные параметры установки и /, как это представлено
на рис. 12.7 (при снижении КПД от 90 до 70% на порядок уве-
личивается площадь излучателя). Одновременно снижается оп-
тимальная тст (на рис. показано пунктиром). Влияние верхней
температуры цикла Тг представлено на рис. 12.8. Увеличение
Тг от 900 до 1400 К приводит к улучшению характеристик и
Рис. 12.7. Влияние КПД
и лк турбины и компрес-
сора на удельную пло-
щадь поверхности холо-
дильника-излучателя
Рис. 12.8. Зависимость
удельной площади поверхности
излучателя от верхней
температуры цикла
242
снижению f в 5—10 раз (в зависимости от равновесной темпе-
ратуры То). Вследствие низкой температуры излучателя То осо-
бенно сильно влияет на характеристики установки. Например,
при Тг = 900 К мощность установки снижается почти в два раза
с переходом КЛА от теневой части орбиты полета на освещен-
ную. Как следует из рис. 12.9, равновесная температура поверх-
ности То при отсутствии внутреннего теплоподвода влияет и
на оптимальные соотношения параметров ЭУ с ГТУ, смещая
оптимум в сторону более высоких температур холодильника-из-
лучателя и снижая лк (показаны на рис. пунктиром) от дк = 4,0,
Т ' Т
0,7 при То = 0 К до лк = 2,5, ~= 0,8 при То = 335 К, соот-
"г л г
ветствующей равновесной температуре на околоземной орбите
полета. Снижение =---- для ГТУ в два раза определяется рез-
1 г опт
ким влиянием температуры перед компрессором Тх на КПД. В
отличие от коэффициентов других видов ЭУ коэффициент, учи-
тывающий отличия КПД ГТУ от КПД цикла Карно, приведен-
ный в табл. 4.1, является также функцией -у- и уменьшается
с ростом Ту. . Применение регенерации тепла в цикле позволяет
в зависимости от степени регенерации повышать КПД почти в
полтора-два раза при снижении площади поверхности излучате-
ля примерно на 12%, н£ практически не влияет на оптимальное
отношение температур Тх . Существенное повышение КПД про-
изойдет с приближением к изотермическому циклу за счет про-
межуточного подогрева между ступенями турбины до Тт и ох-
лаждения между ступенями компрессора до Тх . Однако увели-
чение гидравлических потерь давления в тракте и усложнение
Рис. 12.9. Влияние равновесной
температуры космического
пространства на удельную
площадь поверхности
холодильника-излучателя
243
установки не позволяют улучшить энергомассовые характерис-
тики всей установки, а улучшают характеристики только одной
ступени промежуточного подогрева. В газожидкостных циклах
и паротурбинном цикле Брайтона потери давления не столь су-
щественны, и для рубидиевой установки “Санстрэнд” (см. табл.
11.1) применялся, как представлено на рис. 11.2, трехступенча-
тый нагрев газа перед турбиной. В тоже время для цикла Брай-
тона гидравлические потери давления более 10% недопустимы
(Gs > 0,9).
Параметры ряда выполненных и испытанных на стендах
ГТУ для КЛА, а также некоторых проектов таких установок
большой мощности представлены в табл. 12.1.
В настоящее время наблюдается тенденция модульного ис-
полнения установок, нередко с двукратным резервированием.
Например, построение 100-киловаттной установки из четырех
25-киловаттных модулей. В общей массе модуля 6432 кг на за-
щиту от излучения приходится 2830 кг. Реактор и контуры
теплоносителей имеют массы по 343—271 кг, излучатель 772 кг
и пять модулей СЭП-ГТУ 1611 кг, рама и система регулирова-
ния по 116—180 кг. В маломощных ЭУ большую долю массы
составляют термоизоляция и аккумуляторные батареи.
При необходимости кратковременного энергоснабжения
большой мощности можно принять ГТУ открытого цикла с вы-
хлопом отработанных газов в окружающее пространство. Энер-
гомассовые характеристики такой установки будут определяться
ее КПД и временем работы, т. е. запасом рабочих компонентов.
В этих условиях целесообразно поднимать Тг до допустимо воз-
можной и повышать лг . Выбор рабочих компонентов зависит от
исходного источника тепла. Это могут быть жидкие или твер-
дые топлива, аналогичные ЖРД. При использовании ядерного
источника тепла (типа реакторов ядерных, ракетных двигателей
РД-0410 (Россия) и “Нерва” (США)) в качестве рабочего тела
могут применяться водород или водородосодержащие жидкие
компоненты, термически диссоциирующие в реакторе и обеспе-
чивающие достаточно высокую газовую постоянную для ГТУ.
Перевод этих газоохлаждающих реакторов в замкнутом цикле
на гелий или гелий-ксеноновые смеси с понижением выходной
температуры вместо Тг = 3000 К Тг= 1600 1800 К позволит ре-
шить вопросы ресурса как реактора, так и газовой турбины. При
массе М = 2000 кг ядерного блока с радиационной защитой и ап-
паратурой РД-0410 при его тепловой мощности Qr=196 МВт
даже с понижением до Qr = 117,6 МВт (при снижении Тг) для
244
245
Установка Источник тепла Рабочее тело Qr, кВт
Дженерал Электрик Реактор Не 7800
Эрисчерч Реактор Не 750
Эрисчерч Реактор Не+Хе 135
Семейство I с тепловыми трубами Реактор Не+Хе 200
Реактор Не+Хе 600
Реактор Не+Хе 1000
Эрисчерч Реактор Не+Хе 4 блока 130 516
Эрисчерч Реактор Не+Хе 260
Эрисчерч Изотоп Не+Хе 13,2
Эрисчерч Изотоп Не+Хе 22,2
Эрисчерч Изотоп Не+Хе 35,0
Таблица 12.1
N , кВт 3 Пе , % 77 2 Fx ’ м Мэ , кг Тт, К к
1000 12,8 15,6 4500 1143
100 13,3 1771 — 1073
25 18,7 135 6432 946 366
50 25.0 65 1110 1400 475
150 25,0 195 3350 1400 ‘i 475
250 25,0 325 5540 1400 11 475
40 160 3160 410 — 1198 380
15—18 — 73 — 894 340
2,25 17 30 — 1144 300
6,0 27 45 — 1144 300 j
10,5 30 68 — 1144 300
246
Окончание табл. 12.1
I Установка Источник тепла Рабочее тело Qr , кВт ?7Э , кВт Рх, м2 М3 , кг тТ, к тх, К
“ASTEK” Изотоп Аг+Не 7,8 1,5 19,2 8,4 204 1363 358
один модуль Изотоп Не+Хе 2,4 0,55 23 4,5 250 1144 300
два модуля Изотоп Не+Хе 4,8 1,26 26 9,6 322 1144 300
три модуля Изотоп Не+Хе 7,2 1,99 28 14 440 1144 300
четыре модуля Изотоп Не+Хе 9,6 2,67 28 19 526 1144 300
МКС “Альфа” Солнце Не+Хе 2 х 40 2 х 10 25 70 х 2 2 х 400 1000 300
Данные таблицы взяты и рассчитаны по [4, 7, 10].
КПД ГТУ Т|э = 20% можно получить электрическую мощность
=23,5 МВт и удельную массу у =4 кг/кВт.
Достаточная доля общей массы помимо системы хранения и
подачи компонентов приходится на генератор. Доля массы
самой турбины будет невелика.
12.3. Особенности рабочего процесса энергетических
установок с газопоршневыми двигателями
так как относитель-
Рис. 12.10. Основные
такты рабочего процесса
в двигателе Стирлинга
При ограниченном уровне мощности газотурбинная установ-
ка не может обеспечить достаточно высоких значений КПД
даже при применении радиальных турбин,
ные размеры радиальных зазоров ста-
новятся велики, поэтому хорошо ор-
ганизовать газодинамический процесс
в миниатюрных лопаточных каналах
трудно, а частота вращения увеличи-
вается до 60000 об/мин и выше. При
ограниченном времени работы можно
применять поршневые или роторные
двигатели на двухкомпонентном рабо-
чем теле типа топлива ЖРД. Доволь-
но большой интерес представляют га-
зопоршневые двйгатели замкнутого
цикла, типа двигателя Стирлинга.
Этот двигатель имеет в рабочем цилиндре (рис. 12.10) два
поршня: рабочий и вытеснительный. В такте I подогреваемое до
постоянной температуры Tv рабочее тело в головке двигателя,
изотермически расширяясь, двигает оба поршня, совершая
удельную работу, пропорциональную температуре Тг :
k
_JL = -^rT ln^_
G k-1 r P3
(12.22)
В такте II, когда оба поршня, совершая рабочий ход и рас-
кручивая через ромбический привод маховики-электрогенерато-
ры, остановятся в нижней мертвой точке, верхний, вытесни-
тельный поршень двинется вверх, в то время как рабочий на
некоторое время задерживается. Это такт перепуска, в котором
расширившийся газ из головки цилиндра переталкивается в
межпоршневое пространство. Проходя через регенератор, наби-
тый тепловым аккумулирующим веществом, газ охлаждается,
нагревая регенератор. Процесс идет при постоянном объеме с
затратами мощности на гидравлические сопротивления тракта и
регенератора за счет инерции маховиков-электрогенераторов. В
247
такте III вытеснительный поршень остановится в верхней мертвой
точке, а рабочий начинает двигаться вверх, сжимая охлажденный
газ при постоянной < Тг , поддерживаемой охлаждающей ру-
башкой цилиндра двигателя и отбирая у маховика работу:
N„ k pv
% = (12-23)
В такте IV рабочий поршень останавливается в своей мерт-
вой точке, а вытеснительный начинает двигаться вниз, перетал-
кивая газ из межпоршневого пространства в головку двигателя.
Процесс идет при постоянном объеме с затратами мощности на
гидравлические сопротивления и с подогревом газа вначале от
аккумулирующего вещества в регенераторе, а потом — от ис-
точника тепла в головке до Тг .
Таким образом, осуществляется рабочий цикл, показанный
на рис. 12.11, который при условии достаточно полной регене-
рации тепла на линиях перепуска газа близок к циклу Карно,
что обусловливает высокие КПД газопоршневого двигателя. В
реальном двигателе нет полной остановки рабочего и вытесни-
тельного поршней в мертвых точках, а перепускной канал с ре-
генератором имеют определенный паразитный объём, поэтому
действительный цикл отличается от показанного на рис. 12.11
округлением диаграммы и отличием линий сжатия и расшире-
ния от изотерм. Тем не менее при использовании в качестве ра-
бочего тела газов с высоким значением R, например гелия, и
увеличении давления до р = 20 4- 40 105 Па КПД установки уве-
личивается до Т| = 20 4- 40% соответственно.
Рис. 12.11. Термодинамические циклы двигателя Стирлинга:
а — в p-V-координатах; б — в ТS-координатах:
1—2 — перепуск холодного газа; 2—3 — рабочий ход;
3 — 4 — перепуск горячего газа; 4 — 1 — сжатие газа.
Мощность установки с газопоршневым двигателем может
быть определена как
248
# = G_L_OT x
Э — 1 Г
(12.24)
Pl
где лк =•— — степень повышения давления в ходе сжатия; а£
Р4
учитывает гидравлические потери в тракте, а Т|г , Г) , Т|к , ГЦ ,
Г|в - КПД генератора, процесса расширения и процесса сжатия,
трения и расход мощности для собственных нужд. Расход газа
G запишется через число оборотов п и геометрические характе-
ристики цилиндра двигателя:
tcD2
С? = 0,5 — /гр.кпрг, (12.26)
где h — высота камеры нагрева; D — диаметр цилиндра; п —
Jr •*'*
р2
число оборотов (частота), об/с; рг =
— плотность газа; коэф-
фициент 0,5 учитывает четырехтактность процесса (2 оборота —
цикл). Исходя из изотермичности процессов подвода и отвода
тепла и изохоричности процессов перепуска, можно определить
степени сжатия и расширения через геометрию цилиндра дви-
гателя:
Лрк
И Оу ,
р К л '
(12.25)
где х. — рабочий ход поршней.
Подводимое тепло к головке двигателя с учетом степени ре-
генерации 0 в процессе перепуска газа будет
Г г
1пдко2-0 1-/
ГР 1 1 Л -п
(12.27)
Упрощенно КПД установки запишется в виде
(12.28)
249
Например, при D = 0,08 м, h_ „ = 3 см, hn v = 10 см, av = 0,8,
О = 0,6, np = Г|к = 0,9 получим тгк = 5,4, кр = 4,33 для п = 3000 об/мин,
С?г = 3,62666 10“ 3 кг/с, Аэ = 6 кВт, цэ = 26%.
Площадь поверхности холодильника-излучателя определит-
ся по формулам (11.8) и (11.9).
По своим энергомассовым характеристикам двигатель будет
(Тг = 1000 К; = 500 К) существенно хуже двигателя внутрен-
него сгорания, так как подвод тепла теплопередачей — сущест-
венно более медленный процесс. Связывая теплоотдающие по-
верхности, коэффициент теплопередачи и градиент температур у
поверхности с количеством тепла, передаваемым в каждом из
шести процессов двигателя (сжатия, нагрева в генераторе, на-
грева в головке, расширения, охлаждения в регенераторе и ох-
лаждения рубашкой в межпоршневом пространстве), можно
найти время этих процессов. Оно будут определять число оборо-
тов двигателя. Коэффициент теплопередачи в большой степени
зависит от коэффициента теплопередачи стенки рабочему газу.
Этот коэффициент в свою очередь связан со скоростью газа, т.
е. числом оборотов двигателя. Критериальные уравнения типа
кт ОСс/ т-> 0 8 п 0 4
Nu = —- = се Re ’ Рг ’
/ \°>8
Рго,4
н
(12.29)
определяют пропорциональность коэффициента теплоотдачи а
числу оборотов в степени 0,8, что обеспечивает устойчивость про-
цесса, так как при падении оборотов тепловые потоки в стенках
уменьшаются медленнее, чем расход газа. В то же время для по-
вышения оборотов необходимо повышать температурные градиен-
ты в стенках, т. е. увеличивать температуру Тг .
Фирмой “Алиссон” была выполнена солнечная ЭУ с двига-
телем подобного типа мощностью Аэ = 5 кВт и общей массой
282 кг. Несмотря на ограничения, налагаемые процессами теп-
лоотдачи, двигатель развивал п = 3000 об/мин при Т| = 37,5%.
Параболический лепестковый концентратор диаметром 5,8 м со-
здавал в приемнике температуру Тг = 948 К. Излучатель имел
площадь поверхности 9 м2 и температуру 339 К. В ловушке-
приемнике излучения предусматривался тепловой аккумулятор,
отдававший тепло фазового превращения при постоянной темпе-
ратуре на теневых участках орбиты полета. До 1998 г. РКК
“Энергия”, РНЦ им. Келдыша совместно с фирмами США раз-
рабатывали солнечную энергетическую установку для МКС
“Альфа” мощностью 10 кВт и диаметром 36-лепесткового со-
лнечного концентратора 10 м. Испытания лепестков проводи-
250
лись в МАИ. В 70-х годах в МАИ был создан и испытан дви-
гатель мощностью 2 кВт и Т|-20%. По проекту SP-100 в США
рассматривалась ЯЭУ с тремя двигателями Стирлинга общей
мощностью N3 = 100 кВт и массой порядка М = 3000 кг. Схема
солнечной ЭУ показана на рис. 12.12.
Препятствием для применения подобных установок в космосе
Рис. 12.12. Схема солнечной
энергоустановки с двигателем
Стирлинга
пока является ресурс чулочного
уплотнения картера двигателя
от поршневой группы. Попада-
ние масла в рабочие полости
меняет газовую постоянную и
резко ухудшает характеристики
установки. Чулочное мягкое уп-
лотнение, легко заменяемое при
наземной эксплуатации, в кос-
мическом полете заменить труд-
но. Системы с сильфонными уп-
лотнениями пригодны для
очень малоразмерных установок
с малым ходом поршней. Поэ-
тому принципиальное решение
проблемы ресурса определяет и
перспективы применения газо-
поршневых ЭУ для КА Свобод-
нопоршневая схема двигателя
может позволить решить эту проблему, но и ей трудно выдер-
жать конкуренцию с солнечными батареями.
Глава 13. Применение новых методов
преобразования энергии
Наряду с традиционными способами преобразования энергии
имеется достаточное количество различных экзотических спосо-
бов преобразования. В настоящее время они, как правило, не
обладают хорошими эксплуатационными характеристиками и
КПД. Однако не следует забывать, что совсем недавно можно
было сказать то же самое о таких широко применяемых мето-
дах, как фотоэлектрический, термоэлектрический и термоэмис-
сионный. Поэтому новым методам преобразования необходимо
уделять должное внимание.
13.1. Рад ио эмиссионные энергетические установки
В радиоэмиссионном преобразователе энергии (РЭП) проис-
ходит преобразование кинетической энергии заряженных частиц
радиоактивного распада в электрическую энергию.
251
Радиоэмиссионный преобразователь энергии (ядерная бата-
рея 1-го ряда) является в известной степени аналогом термоэ-
миссионного ТЭП. Схема такого преобразователя представлена
на рис. 13.1. Слой изотопа, покрывающий эмиттер, в соответст-
вии с удельной мощностью, периодом полураспада и спектром
частиц деления определяет основные параметры РЭП. В соответ-
ствии с данными табл. 2.3 и рис. 2.10 радиоизотопы с Р-распа-
дом заряжают эмиттер положительно вследствие радиоэмиссии
электронов. Распад происходит во всей толще слоя, поэтому
при эмиссии из более глубоких слоев происходят потери энер-
гии. Следовательно, толщина слоя, с одной стороны, увеличива-
ет радиоэмиссию за счет увеличения количества делящегося ве-
щества на квадратный сантиметр площади поверхности электро-
да, но, с другой стороны, при этом повышаются потери на про-
хождение заряженных частиц через слой вещества. В вакуум-
ном зазоре между электродами заряженные частицы, затрачи-
вая свою кинетическую энергию в возникающем между электро-
дами электростатическом поле, достигают коллектора, заряжая
его отрицательно.
Рис. 13.1. Схема радиоэмиссионного преобразователя энергии:
1 — коллектор; 2 — заряженные частицы радиоактивного распада;
3 — покрытие эмиттера радиоизотопом; 4 — подложка эмиттера
Радиоизотопы с а-распадом, эмитируя ядра Не2+, несущие
по два положительных заряда, вызывают обратное распределе-
ние потенциала, заряжая эмиттер отрицательно, а коллектор —
положительно. Прохождение а-частиц через вещество носит
более сложный характер, чем происхождение электронов, и со-
провождается большими потерями энергии. В то же время при
разряде а-частицы на коллекторе она нейтрализуется, забирая
два электрона, и в зазоре появляется гелий, который, если его
не выводить, приведет к потерям на рассеяние а-частиц, пере-
водя режим работы РЭП из прямопролетного, вакуумного, в
диффузионный, в то время как p-распад определяет только один
вакуумный режим.
Развиваемая РЭП ЭДС зависит от энергии частиц деления и
для изотопов с p-распадом соответствует прямо этой энергии.
252
При а-распаде частицы переносят по два заряда, и соответствен-
но ЭДС будет снижена вдвое, но плотность тока вдвое возрастет.
Вследствие высокой энергии продуктов распада поляризация в
РЭП незначительна, а режим максимальной мощности соответ-
ствует U= 0,5Е. Энергия продуктов распада различна и может со-
ставлять для 210Ро до 5,3 МэВ на (Х-частицу, т. е. ЭДС и полное
торможение частиц в зазоре будут достигнуты при U = 2,65 106 В,
а режим максимальной мощности - при U = 1,325 106 В. В 144Се
с {3-распадом электроны имеют энергии 0,175—0,309 МэВ, соот-
ветственно напряжения и ЭДС будут ниже. Потери энергии в
толще слоя изотопа дополнительно снизят напряжение и плот-
ность тока. Расчет этих энергий, напряжения и тока РЭП с уче-
том спектра энергий, поглощения в слое изотопа и движения в
зазоре сложен и проводится с помощью ЭВМ. Процессы в зазоре
близки к процессам в ТЭП прямопролетного режима и также
характеризуются сложным распределением потенциала. Если
РЭП, работает при напряжении U, то его КПД определится со-
отношением
(13.1)
где е — заряд; п — число частиц на единицу площади, долета-
ющих до коллектора; 8И - толщина радиоизотопного слоя; N —
число распадов в единице объема; Еср — средняя энергия излу-
чаемых частиц; Qn — энергия радиоактивного распада.
В стационарных условиях от РЭП необходимо отводить
тепло Q= Q_ - N. т :
Х\. чЗ
Q =N т;
Э
ср -
Uen " 1
(13.2)
где N — электрическая
мощность РЭП; Т— время работы.
Большая часть тепла будет выделяться на эмиттере, прибли-
женно N3
режимом
уу
Uen
по вольт-амперной характеристике и
меньшая TV. Т|
tz {
в соответствии с
Т| — на коллек-
1
а
торе. Температура электродов определяется исходя из радиаци-
онного теплообмена и конструктивной схемы РЭП. Например,
при внешнем расположении коллектора и излучения им тепла
в пространство получим
253
Jk.
Fcskf
(§NEC
и
Uen
-iO,25
(13.3)
-,0,25
(13.4)
Т =
э
_________ ’ э________
Fa (е~1 + е"1 - 1
(SNEm
ср , rri4
Uen + к
Т
к
о
Рис. 13.3. Влияние типа
радиоизотопа и его плотнос-
ти на эмиттере на КПД
и удельную мощность РЭП
Выбор вида радиоизотопа определит ресурс РЭП по периоду
полураспада и его мощности, которая для изотопов с большими
периодами полураспада Т сравнительно невелика. В то же время
даже при малых энергиях излучаемых частиц 0,05—0,1 МэВ
напряжение РЭП достигает десятков и сотен тысяч вольт. На
рис. 13.2 наглядно показан рост напряжения для радиоизотопов
с высокими энергиями излучаемых частиц. Максимальный КПД
для РЭП одинаковой геометрии повышается с ростом энергии
Еср , поэтому для 89Sr можно увели-
чить плотность нанесения изотопа
на подложку эмиттера почти в два
раза, не снижая КПД, хотя и поте-
ри в слое возрастут. С ростом плот-
ности нанесения на подложку ра-
диоизотопа I (мг/см2) КПД РЭП па-
дает, как это следует из рис. 13.3,
а удельная мощность проходит мак-
симум из-за противоположного вли-
яния количества делящегося мате-
риала и поглощения излучения в
его слое. С ростом энергии частиц
JScp удельная мощность растет и
максимум сдвигается в область
больших толщин изотопа. Наиболее
экономной энергетически является
сферическая форма электродов, что
использованием спектра излучаемых
объясняется более полным
254
Рис. 13.4. Зависимость КПД
от плотности I радиоизотопа
при различной геометрии РЭП:
1 — сферическая;
2 — цилиндрическая;
3 — плоскопараллельная
частиц по их направлениям. Практически вся часть излучения,
направленного обратно в сторону эмиттера, не может быть по-
лезно использована. В плоской геометрии пропадает и часть
верхней полусферы излучения при
слишком больших отклонениях от нор-
мали к эмиттеру. Из оставшейся
трети частиц часть, затормаживается
в слое и часть за счет распределения
по энергиям и направлениям не до-
стигает коллектора, тормозясь электро-
статическим полем. Зависимость КПД
от плотности I нанесения радиоизотопа
на эмиттер при различной геометрии
РЭП показана на рис. 13.4. Температу-
ры эмиттера и коллектора с увеличе-
нием плотности I нанесения растут,
как показано на рис. 13.5. Лоу и Ко-
Рис. 13.5. Зависимость
температур эмиттера
Та и коллектора Тк от
плотности I нанесения
радиоизотопов
элом был рассчитан проект РЭП мощ-
ностью N3 = 500 кВт. При диаметре
сферы коллектора 42 м его масса со-
ставляла всего 120 кг, что достига-
лось за счет* пленочного надувного коллектора и высокой тем-
пературы Тг= 2253 К эмиттера, нагреваемого распадом 14,2 кг
полония. Удельная масса уэ = 0,24 кг/кВт этого варианта РЭП
представляется недостоверной.
Температура коллектора Тх= 278 К выбрана ниже равновес-
ной То = 335 К, что не обеспечивает отвода тепла от коллекто-
ра. Высокая температура и тепловая мощность эмиттера
Q = 200.0 кВт не обеспечены охлаждением в периоды предстар-
товой подготовки и запуска. Более реален коаксиальный ва-
риант с |3-излучателем на основе 444Се. Температуру эмитте-
ра Т3 = 1200 К и коллектора Тк = 980 К поддерживают 238 кг
изотопа. Общая масса установки Мэ = 922 кг обеспечивает
255
7=2,0 кг/кВт без учета масс рамы, защиты от излучения, сис-
темы предстартового и пускового охлаждения. Вторичное у-из-
лучение будет вызвано торможением электронов на коллекторе.
Плоскопараллельная схема РЭП была детально эксперимен-
тально исследована О.Н. Фаворским и его сотрудниками для ус-
тановки мощностью N3 = 6 кВт.
Если РЭП большой мощности достаточно сложен в эксплуата-
ции и, являясь принципиально установкой сверхвысокого напря-
жения, требует дополнительных подсистем преобразования, то для
миниатюрных источников напряжения большая часть трудностей
снимается из-за малости тепловых и радиационных потоков.
Рис. 13.6. Схема ядерной батареи
первого рода (РЭП):
1 , 8 — токовывод с контактной проволочкой;
2 — полистироловый стаканчик с пробкой;
3 — коллектор; 4 — радиоизотоп;
5 — свинцовый экран; 6 — медная трубка;
7 — изолятор
Сверхминиатюрные ядерные батареи первого рода, как их
иногда называют, представляют собой герметизированный РЭП
с дистанционатором между эмиттером и коллектором, заправ-
ленный в электроизолирующий корпус с токовыводами (рис.
13.6). В качестве источника излучения может применяться три-
тий, связанный в форме гидридов, парафинов или других водо-
родсодержащих материалов. Процесса а-распада идет с образова-
нием гелия, который накапливается в РЭП. Батарею из РЭП можно
соединить только параллельно для увеличения тока. Напряжения
одного элемента для технических целей более чем достаточно. На-
пример, РЭП на изотопах 90Sr, 9 i или 3Н со скоростью распада
3,7 • 1О10 имп/с и соответственно током 6 • 10“ 9 А имеют среднее
напряжение = 5 • 105 В при мощности iV* = 3 • 10”3 Вт строн-
циевая и U2 = 6 • 103 при А2 - 3,5 • 10“ 6 Вт тритиевая системы.
Период полураспада составляет для стронция ту = 28 лет и для
трития т2 = 12,6 года.
13.2. Ядерные батареи второго рода
Помимо прямого сбора заряженных частиц коллектором,
как это делается в РЭП, возможен целый ряд других методов
256
непосредственного, но уже не прямого преобразования энергии
радиоактивного распада в электрическую энергию. Иногда эти
преобразователи называют ядерными батареями второго рода.
Наиболее характерным представлением такого рода преобразова-
телей является схема, занимающая промежуточное положение
между термоэлектрическим и фотоэлектрическим преобразовате-
лями. Процессы генерации электрического тока проходят вбли-
зи р - n-перехода двух полупроводников, подобранных по шири-
не запрещенной зоны для энергий частиц радиоактивного рас-
пада. Облучение полупроводникового материала приводит к об-
разованию пар носителей тока. Неосновные носители, диффун-
дируя к р - n-переходу, не задерживаются возникшим там по-
тенциальным барьером основных носителей и, компенсируя ба-
рьер, снижают контактную разность потенциалов у облучаемого
перехода. Различие контактных разностей в цепи приводит к
возникновению ЭДС, а следовательно, и тока преобразователя.
Величина ЭДС ядерных батарей второго рода существенно
ниже, чем в РЭП, но выше, чем у ТЭлП или ФЭП. Системы
такого типа применяются для энергоснабжения кардиостимуля-
торов, имплантированных непосредственно в тело.
13.3. Установки с термо магнитными
преобразователями
Изменение магнитной проницаемости материала с темпера-
турой можно использовать как метод преобразования тепловой
энергии в электрическую. Подбирая различные материалы,
можно охватить область действия магнитов из различных мате-
риалов и сплавов между 1393 К (кобальт) и 103 К (диспрозий),
т. е. в достаточно широких пределах. Гадолиний, например,
имеет точку Кюри 289 К.
Если периодически вводить нагреваемый и охлаждаемый эле-
мент с переходом через точку Кюри в воздушный зазор постоян-
ного магнита, то в катушках на его полюсных наконечниках воз-
буждается переменное напряжение. Возможен и второй вариант,
когда на сердечнике расположена первичная катушка независимо-
го возбуждения и на вторичной катушке генерируется электричес-
кая энергия, полученная за счет теплового цикла сердечника. В
идеальном устройстве, не имеющем потерь на гистерезис, нет не-
обходимости питать энергией первичную катушку.
Сердечник может быть как твёрдым телом, так и магнитной
жидкостью типа эмульсий и взвесей. Тепло, подведенное к сер-
дечнику, тратится на повышение температуры с учетом тепло-
емкости с и индукции В с учетом /-коэффициента теплоты на-
магничивания:
257
dQ = cdT + fdB .
(13.5)
Если предположить, что магнитная проницаемость Ц зави-
сит только от температуры и не зависит от напряженности маг-
нитного поля Н, получим
dQ = cdT + Т^ HdH .
dT
(13.6)
Для адиабатического перехода, когда dQ = 0, так как от-
Cv J.
рицательно, увеличение магнитного поля сопровождается рос-
том температуры и наоборот, что дает возможность построить
цикл преобразователя в координатах температура — напряжен-
ность магнитного поля И, близкий по форме рис. 4.3. В коор-
динатах Н — В имеем типичную петлю гистерезиса. Наличие
воздушного зазора или заполняющего его нагретого парамагнит-
ного сердечника, находящегося выше точки Кюри по темпера-
туре, вызывает уменьшение индукции, пропорциональное отно-
шение длины зазора 63 к длине всей магнитной цепи Lt
В _ L
Ш Ь ’
«5
(13.7)
Когда цепь замкнута, т. е. сердечник находится при темпе-
ратуре ниже точки Кюри, происходит смещение рабочей точки
диаграммы Н — В. Чем больше изменение индукции, тем мень-
ше объем и масса магнита, т. е. необходимо использовать мате-
риалы с высокими р и Н.
Для различных магнитных материалов можно располагать
р = 3-<-13 и коэрцетивной силой до К = 950-*-260 Э. Максимум
генерируемой энергии найдется из выражения
= О,5юУроЯ2 , (13.8)
где V — объем постоянного магнита; HQ — напряженность поля
постоянного магнита в зазоре; СО — частота. Период теплового
цикла т = 2дсо должен быть больше длительности индуктивных
переходных процессов. Максимальный КПД термомагнитного
преобразователя для малых температурных перепадов (переход
точки Кюри) может составлять
-05 АТ п ее
Т| = 32 ’ д-у-« 0,55 Т|к .
(13.9)
258
Учет действительных потерь энергии и малые величины
АТ, необходимые для прохождения фазового перехода — точки
Кюри, определяют величину 1] = 10~ 4. Удельная масса одного толь-
ко преобразователя без систем подвода и отвода тепла составит
уп ~ 150 кг/кВт, что неприемлемо и требует дальнейших мер по
улучшению процесса.
13.4. Т ерМодиэлектрические и иные методы
1 преобразования энергии
Многие эффекты, связанные с изменением физических
свойств материалов при определенных температурах, можно ис-
пользовать в тепловых циклах для непосредственного преобра-
зования тепла в электричество. Одним из таких методов явля-
ется термодиэлектрический. Он основан на способности некото-
рых материалов изменять диэлектрическую проницаемость при
изменении температуры. Преобразователь можно выполнить из
двух конденсаторов одинаковой геометрии, электроды которых
соединены попарно через полезную нагрузку. Конденсатор заря-
жается от высоковольтной батареи через запирающий диод, ко-
торый препятствует разряду конденсатора через батарею. При
нагреве конденсатора до температуры Тг диэлектрическая про-
ницаемость £, например, титаната бария, заполняющего про-
межуток между электродами, изменяется. Пропорционально
этому изменению меняется и емкость конденсатора С, а так как
конденсатор изолирован и предполагается, что утечек заряда q
не происходит, обратно пропорционально уменьшению емкости
возрастает напряжение:
иг Сх ех
Л Л Л
= _
X Г *-'г
(13.10)
Энергия, накопленная в конденсаторе, увеличивается:
W = 0,57 UT-UK]^0^qUx
(13.11)
— - 1
Замыкая через полезную нагрузку нагретый конденсатор на
холодный, получаем ЭДС Е = Hr~ Ux и соответственно токи, за-
висящие от сопротивления сети и времени. После выравнивания
потенциала цепь размыкают и осуществляют цикл охлаждения
нагретого и нагрева холодного конденсаторов. После достижения
разности потенциалов, определяемой зарядом, емкостью и темпе-
259
ратурами конденсаторов, можно провести обратную перезаряд-
ку, используя ток и падение потенциала на полезной нагрузке.
Испрльзование конденсаторов и желание максимально повы-
сить удельные характеристики системы приводят к высоким на-
пряжениям, что не всегда удобно и может .потребовать транс-
формации получаемого переменного тока до бортового стандарт-
ного напряжения.
Система может быть выполнена как с теплопередающими
контурами к конденсаторам и соответствующим переключением
их от источника тепла к холодильнику-излучателю, так и с не-
посредственным подогревом, например в форме вращающегося
цилиндрического надувного баллона, оболочка которого пред-
ставляет собой секционированный конденсатор. Секции замыка-
ются через полезную нагрузку или трансформатор, питающий
полезную нагрузку. Изменение температуры от равновесной на
солнечной стороне баллона до равновесной на теневой стороне
может достигать 350—360 К, от Тг = 475 К до 120 К, что обес-
печивает значение КПД цикла Карно цк=75%. Однако подвод
электроэнергии к электроду идет при переменной температуре,
так же как и отвод, во время разряда температура практически
не меняется, поэтому термодинамический цикл похож на пред-
ставленный на рис. 4.6,6. При разряде меняются ток и напря-
жение, поэтому КПД будет меньше Т|к . Тепло, поглощенное за
цикл, будет
Т
Г
Q = V [ с(Д>Т) dT + 0,5Рг Е*
J л. л,
(13.12)
где D = &Е — электрическая индукция; V — объем диэлектрика;
с - его теплоемкость.
Второй член выражения (13.12) соответствует полезной
электрической мощности, как это определено уравнением
(13.10), что позволяет выразить КПД. Если предположить, что
теплоемкость с не зависит от температуры и взять интеграл, то
получим
Т|=—-= 1 + 2с Тг - Тх
Q I г х
- 2 1
(13.13)
х х
Используя закон Кюри—Вейсса для диэлектрической посто-
янной, можно преобразовать выражение для КПД к виду
260
Г| =
+ 2рс £0 С*£Г 2
(13.14)
к 7
где р — плотность диэлектрика; с — теплоемкость диэлектрика;
е0 — диэлектрическая проницаемость вакуума; С* — константа
Кюри—Вейсса.
При D —» 00 КПД достигает Т)к , но электрический пробой
конденсатора наступит гораздо раньше. При Л = 0,2 К/м2 полу-
чим Т| = 0,6%, что пока уступает КПД солнечных батарей.
Глава 14. Комбинированные энергетические установки
Энергетическая система КЛА, как уже было сказано, вклю-
чает в себя несколько разнородных генераторов. Они обеспечи-
вают номинальную мощность бортового энергопотребления, под-
держание бортового напряжения в заданном допуске при изме-
нении мощности, аварийное и пусковое энергоснабжение и т. д.
Поэтому каждая энергетическая система КЛА представляет
собой комбинированную энергетическую установку с гибридны-
ми, разнородными преобразователями энергий. Для увеличения
КПД установки применяется и каскадное расположение одно-
родных или разнородных преобразователей, работающих при
разных уровнях температуры.
14.1. Энергетические установки с накопителями
Наиболее часто в качестве накопителя энергии в составе
энергетической установки применяется электрохимический ак-
кумулятор. Согласование его характеристик с характеристиками
солнечной батареи для условий неравномерного энергопотребле-
ния и неравномерного освещения показано в разд. 5.4. Выбор
вида вольт-амперных характеристик комбинированной установ-
ки при крутых ВАХ • основного преобразователя показан на при-
мере термоэлектрического генератора в разд. 6.4 (см. рис. 6.5).
В случае высоких значений накапливаемой аккумуляторами
ХИТ энергии более удобным может оказаться использование ба-
кового хранения реагентов. Тогда, как показано в разд. 9.1 (см.
рис. 9.1), целесообразно использовать регенеративные системы,
например с электролизом воды и накоплением компонентов.
Электростатический накопитель-конденсатор достаточно
часто применяется в бортовых системах КЛА, например при
энергопитании импульсных плазменных двигателей. Такая сис-
тема требует преобразования напряжения для высоковольтного
питания конденсаторов, ее энергомассовые характеристики оп-
261
ределяются требуемой емкостью и числом циклов перезарядки.
Электростатический накопитель является и частью термодиэ-
лектрического преобразователя, рассмотренного в разд. 13.4, од-
нако требует по сравнению с ним более компактной конструк-
ции и практически не нуждается в охлаждении. В модульном
исполнении он собирается из отдельных конденсаторов, где
должна быть предусмотрена защита от разряда всей батареи
через один из пробитых в аварийной ситуации модулей.
Молекулярные накопители используют при несколько более
длительном разряде. Накопленные на развитых пористых
электродах ионы рабочего тела — электролита, которым пропи-
тана тонкая асбестовая матрица, обеспечивают большую ем-
кость накопителя. Это определяет высокие плотности тока при
достаточно кратковременном разряде не ограниченном ион-
ной проводимостью электролита. По своим энергетическим ха-
рактеристикам они близки к сверхпроводниковым индукцион-
ным накопителям.
Индуктивные, динамические накопители, созданные на ос-
нове сверхпроводников при криогенных температурах, позволя-
ют хранить энергию с высокими удельными показателями, пре-
вышающими в некоторых случаях в 7 раз показатели конден-
саторных батарей. Если конденсаторные батареи имеют теорети-
ческую удельную энергию до Эуд = 1,0 Вт • ч/кг, или 3,6 кДж/кг,
и в лучших выполненных практически образцах Э = 1 кДж/кг,
•У гч
то удельная энергия индуктивных накопителей оценивается
Эуд =10 Вт • ч/кг, или 40 кДж/кг. Испытан сверхпроводящий
соленоид, накапливающий энергию до 104 Дж/кг.
Статические накопители в виде пружин, резиновых жгутов,
пневматических, гидрогазовых накопителей хотя и достаточно
тривиальны, но в последнее время были усовершенствованы,
что повысило их небольшую удельную энергию.
Маховики-накопители, супермаховики, позволяют накапли-
вать кинетическую энергию до 200 Вт • ч/кг при КПД рекупе-
рации энергии 75-^82%. Супермаховики изготовляются из ком-
позитных материалов, обладая так называемым “безопасным
разрывом”, они включают в себя стальные ленты, проволоки,
стекловолокна, специальные ленты, волокна, монокристалличес-
кие усы и композитные проволоки из них. Электромагнитный
подвес маховика в вакуумированном корпусе позволяет свести
к минимуму потери на трение. Для отбора мощности и раскрут-
ки используются элементы самого маховика, представляющего
собой одновременно ротор генератора и электромотора.
262
Зная допустимое изменение частоты вращения маховика от
до п2 и уровень отбираемой мощности для равномерных тем-
пов торможения в течение времени Ат, можем записать
т dn
Jnir
nl___n2
Ат
900
(14.1)
где J — момент инерции маховика; N — отбираемая мощность;
NT — мощность трения.
Выразив начальную частоту вращения nt из уравнения
(14.1), записанного для начала торможения при мощности Nlf
подставим их в аналогичное выражение, записанное для N2 в
конце торможения. Тогда можно ориентировочно определить
значение момента инерции маховика, позволяющее при началь-
ной частоте вращения п^ в течение временив Ат отбирать мощ-
ность, уменьшающуюся от до N2 в конце торможения:
900Ат pV + NT
~ J = о р z . •
тс2 п$ (Nt +N2}
Темп торможения в течение Ат не будет равномерным, поэ-
тому уравнение (14.2) дает грубую оценку требуемого момента
инерции. Точный расчет делается с помощью решения диффе-
ренциальных уравнений типа (14.1), после чего с учетом расче-
та на прочность можно определить размеры и конфигурацию ма-
ховика, обеспечивающего требуемый момент инерции J. Для сни-
жения массах маховика и повышения его удельной энергии целе-
сообразно увеличивать его диаметр и повышать начальную часто-
ту вращения п-^ с учетом прочности применяемых материалов.
14.2. Каскадные энергетические установки
Применение каскадов преобразования энергии в энергети-
ческой установке позволяет более рационально использовать
имеющийся в распоряжении, оптимизированный по массе уста-
новки перепад температур. В соответствии с индивидуальными
характеристиками преобразователей можно применять высоко-
температурные, среднетемпературные и низкотемпературные
термоэлектрические материалы, как это представлено на рис.
6.4, располагать по различной глубине различные фотоэлектри-
ческие материалы с понижающей шириной запрещенной зоны
или использовать преобразователи различных типов (рис. 14.1.).
263
хи
Рис. 14.1. Схема тепловой каскадной
установки:
Qr — источник тепла;
Ур ^2 — преобразователи энергии
1-го и 2-го каскадов;
ДБ — аккумуляторы;
П — преобразователь тока
Коэффициент полезного действия комбинированной установ-
ки складывается из КПД отдельных каскадов. При этом следует
учитывать, что тепло, приходящее во второй или любой после-
дующий каскад, уменьшилось на величину отобранной электри-
ческой энергии.
Поскольку
Ж Ж + N9
112Ж; (14-3)
где Qxl = Qrl - , можем записать
ЛЕ = П1 +Tl2 П -П1) - (14.4)
Тепловые мощности каскадов не могут выбираться произ-
вольно. Так как мощности каскадов составляют
^=^ГЛ1, *П2 ~ ^1) ’ <14-5)
то, учитывая суммарную мощность установки + N2 , можем
определить относительные мощности отдельных каскадов:
N =—- =
2 Nr
1 + 6111 - 1 Пг Я
(14.6)
Удельная масса каскадной установки равна сумме масс ис-
ходных установок, отнесенной к суммарной мощности, за выче-
том массы источника энергии для второго каскада Ми2 и излу-
чателя для первого Мх1 и с прибавлением массы промежуточ-
ного теплообменника Мт :
М. + М9 М. + Mw9 М
7 = —Л----2---*1----Н2 ----т— н 4.7)
Ъ n1+n2 n1+n2 n1+n2
Преобразуя эту элементарную зависимость и выражая массы
установок и их основных подсистем через удельные массы,
264
можно получить отношение удельной массы комбинированной
установки к удельной массе одной из исходных установок, на-
пример первого каскада:
(14.8)
где Ул = ~ — относительная удельная масса комбинированной
установки, т. е. выигрыш за счет применения второго каскада;
- V2
У2 ~ — — отношение удельных масс исходных установок второго
и первого каскадов; уи1 =
— относительная доля массы из-
— %г2
лучателя в массе первого каскада; ут2 =----- относительная доля
Та
массы источника тепла в массе исходной установки второго кас-
када (с учетом ее замены на теплообменник).
Аналогичное выражение можно записать, отнеся удельную
массу комбинированной установки к удельной массе исходного
второго каскада:
(14.9)
Отношение мощностей каскадов в этих зависимостях опре-
делено выражениями (14.6). Уравнение (14.8) представлено гра-
фически на рис. 14.2. Относительная удельная масса комбини-
рованной установки , как следует из графика, растет с уве-
личением удельной массы исходной установки второго каскада.
При достаточно большой доле массы излучателя уи в массе ис-
ходной установки первого каскада можно получить выигрыш по
массе комбинированной установки в целом даже при Т2 > •
Более точные результаты могут быть получены при деталь-
ном расчете каскадов с учетом промежуточных теплообменни-
ков при увязке не только тепловых, но и токовых параметров,
266
Рис. 14.2. Влияние
соотношения мощностей
каскадов и относительных
масс излучателя и второго
каскада на эффективность
каскадной установки
по удельной массе
что имеет особенное значение для систем непосредственного
преобразования.
В каскадных энергетических установках могут применяться
как однородные преобразователи, так и гибридные схемы, в кото-
рых высокотемпературный каскад обеспечивается МГДП или ТЭП,
а второй, каскад — машинной установкой типа ГТУ или ПТУ, или
непосредственным преобразованием в ТЭлП или ТЭХП.
При анализе параметров установок соотношение мощностей
каскадов, как следует из рис. 14.1, близко к 0,5, т. е. =Nz .
Поэтому можно одинаково говорить как о высокотемпературной
приставке к установке для повышения ее КПД и улучшения энер-
гомассовых характеристик, так и, наоборот, низкотемпературном,
утилизационном, каскаде. В системах с однородными преобразова-
телями (ФЭП; ТЭлП) каскады входят как единое целое в каскад-
ный преобразователь, а сама установка может рассматриваться
как единый общий каскад. Разрабатывались низкотемператур-
ные термогенераторные каскады к первому высокотемпературно-
му термоэмиссионному каскаду для ядерных и солнечных энер-
гоустановок. В наземной энергетике разрабатывались высоко-
температурные МГД-каскады и газотурбинные каскады к низко-
температурным паротурбинным каскадам.
14.3. Этапы построения структуры комбинированных
энергетических систем и установок
При построении энергетической системы для КЛА нужно
учитывать многообразие его энергопотребителей, сложный гра-
фик энергопотребления по времени. Этот, график меняется уже
во время разработки системы и при ее эксплуатации. Необходи-
мо резервировать подсистемы для повышения надежности. Поэ-
тому наиболее удобен модульный принцип построения.
266
Зная конкретную задачу полета и график энергопотребле-
ния, принимаем решение о выборе мощности основного модуля
установки. Для маломощных солнечных, радиоизотопных и не-
которых других ЭУ часто выбирают среднюю, по определяюще-
му участку графика энергопотребления, мощность с запасом на
КПД накопителя. Размерность накопителя устанавливается по
суммарной энергоемкости части определяющего участка, напри-
мер участку заряда накопителя.
В мощных электроракетных установках обычно имеем более
ровный график энергопотребления, а анализ масс установки по-
казывает, что целесообразнее переразмеривание ЭУ до уровня
Атах ’ чем пРимеиение тяжелых аккумуляторных батарей боль-
шой емкости при Ncp (рис. 14.3).
Рис. 14.3. Влияние выбора уровня
мощности и массы аккумуляторных
батарей на удельные характеристики
энергетической установки:
Мп = Мп/М0 — относительная масса,
полезной нагрузки; Ма~ Ма/Ма —
относительная масса энергетической
установки; т — относительное
время полета
Зная уровень мощности, размерность накопителей, учитывая
результаты анализа специфики эксплуатации КЛА. и ЭСУ включая
запуск, вспомогательные и резервные источники энергии, можно
провести вариантный выбор типов преобразователей. Целесообраз-
но разделить установку и вспомогательные источники энергии на
модули с учетом возможностей как резервирования, так и нара-
щивания мощности. Пример такого разделения для каскадных ус-
тановок показан на рис. 14.1. При этом следует рассмотреть вза-
имосвязи ЭУ с другими системами КЛА, например она может
иметь общие подсистемы с системой терморегулирования и др.
Для выбранных вариантов структуры ЭУ ее разбивают на
характерные подсистемы: источник энергии, защита, преобразо-
ватель, излучатель, аккумуляторная батарея и т. д. Для каждой
из подсистем можно построить упрощенную математическую
модель, опирающуюся на характерные для данной подсистемы
параметры и статистические коэффициенты. Тогда, проведя
синтез ЭУ из подсистем и связав их условиями сохранения,
можно получить математическую модель ЭУ в первом прибли-
жении. Используя стандартные программы многопараметричес-
кой оптимизации, получаем размеры отдельных подсистем и оп-
267
тимальные параметры установки. Вводя ограничения по уровню
массы, стандартной величине мощности, стоимости и расходу
фондируемых материалов и рабочей силы, можно уточнить во
втором приближении выбор как варианта ЭУ, так и ее парамет-
ров и исходных параметров подсистем.
На втором этапе составляют структуры подсистем из основ-
ных узлов и агрегатов. Построив упрощенные математические
модели узлов, опирающиеся как на характерные параметры и
зависимости рабочего процесса, так и статистические данные,
характерные для узла, оптимизируют узлы по определяющим
критериям установки в целом. Часто увеличение массы узла на
самом деле уменьшает массу установки в целом. Этот расчет за-
ставляет повторить оптимизацию первого уровня иерархии, за-
меняя статистические коэффициенты для подсистем на расчет-
ные, полученные на втором уровне иерархии. Анг»логичным об-
разом можно переходить к более низким'уровням до отдельных
деталей и процессов. В целом получается громоздкая система,
практически разделяемая во времени и пространстве между от-
дельными подразделениями разработчиков -с учетом их компе-
тенции и специализации. Первый уродень (желательно в соче-
тании со вторым) позволит принять оптимальную структуру ус-
тановки, ее вид, требования к основным подсистемам. Второй и
третий уровни уточняются, оптимизируются и рассчитываются
функциональными подразделениями, специализирующимися на
конкретных подсистемах.
В целом все дерево системы и подсистем будет завершено
полностью в процессе разработки ЭУ. Анализ первых двух уров-
ней показывает сравнительно одинаковые относительные массо-
вые характеристики различных ЭУ при малы?: энерговооружен-
ностях КЛА = 0,25 1,0 Вт/кг. Поэтому для такого уровня,
характерного при использовании - пассивных КЛА с бортовой
приборной энергетикой, практически все типы ЭУ имеют одина-
ковую долю массы в общем балансе масс КЛА. (рис. 14.4):
— ’ М3 . „ _
= = N3 • (14.10)
С увеличением энерговооруженности до N3 = 10 14 Вт/кг,
что характерно для активных КЛА с использованием тяговой
энергетики и питания электроракетных двигателей, выбор типа
и структуры ЭУ становится существенным.
Проводя такой выбор, следует учитывать время разработки
и возможные изменения удельных параметров установок. На-
пример, параметры подсистем хорошо освоенных машинных ус-
тановок близки к верхнему предельному уровню. Поэтому пер-
268
спектив дальнейшего улучшения характеристик нет. В то же
время некоторые системы, обладающие в настоящее время не-
высокими характеристиками, обладают резервами их повыше-
ния в установках второго и третьего поколения.
Рис. 14.4. Зависимость
относительной массы ЭУ
от отношения температур
цикла Т^/Т? при различной
энерговооруженности КЛА N
Рис. 14.5. Влияние
энерговооруженности N
на относительную массу
полезной нагрузки для
различных типов ЭУ и КЛА
Для современного. уровня удельных' параметров также нет
однозначного определения структуры комбинированной энерге-
тической установки и основной системы преобразования энер-
гии. Решающее значение при этом имеют назначение установки
и ее требуемые эксплуатационные характеристики. Для пилоти-
руемых или обитаемых КЛА с экипажем и системой жизнеобес-
печения удобно сочетаются водород-кислородные ЭУ с топлив-
ными элементами и солнечные батареи. Автоматические стан-
ции, отправляемые к периферии Солнечной системы, более це-
лесообразно снабжать радиоизотопными термогенераторами с
аккумуляторными батареями. В околоземном пространстве в за-
висимости от уровня мощности и конкретных условий конкури-
руют солнечные батареи, реакторные и радиоизотопные установ-
ки с различными преобразователями энергии, сочетаясь с раз-
личными же типами накопителей.
На рис. 14.5 представлена зависимость относительной массы
энергетической установки и соответственно полезного груза
КЛА от уровня энерговооруженности N ь -j—- для различных
типов ЭУ. Если в условиях полета без двигателей (сплошные
269
линии) и сложного графика энергопотребления при увеличении
У лучшими оказываются солнечные установки, то для опреде-
ленных условий активного полета с ЭРД (пунктир) реакторные
ЭУ показывают более высокие характеристики. При малых
энерговооруженностях все виды ЭУ близки по эффективности
применения и решающее значение имеют эксплуатационные и
технологические особенности. При высоких энерговооруженнос-
тях выбор становится более определенным и, например, ЭУ с
ТЭлП по своим массовым и экономическим характеристикам не-
применимы. Сравнение различных типов ЭУ по величине КПД
неоправданно, так как, например, повышение КПД связано со
снижением Тх , что приводит к росту размеров и массы холо-
дильника-излучателя, в то же время оценка ЭУ по величине от-
носительной полезной массы, доставляемой КЛА в транспортной
операции, тоже может не полностью отвечать поставленным
перед КА задачам. Тем более для комбинированных и бимо-
дальных установок, где первичный источник энергии может ис-
пользоваться для ЭУ и для создания реактивной тяги непосред-
ственным разогревом рабочего тела, для многорежимных и дру-
гих задач.
Раздел, Ш. ДВИГАТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
КОСМИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
<
Глава 15. Основы рабочих процессов
в электроракетных двигателях
15.1. Общие сведения о двигательных установках
Выполнение космическим аппаратом поставленной перед
ним задачи во многом зависит от энергосиловой установки.
В зависимости от решаемой задачи установка может состо-
ять из соответствующих подсистем, обеспечивающих ее функци-
онирование в течение всего времени проведения программы.
Очевидно, что эффективность использования энергии и
массы рабочего тела на борту космического аппарата оказывает
существенное влияние на величину полезной нагрузки КА. Поэ-
тому весьма важно определить те подсистемы и их узлы и
связи между ними, которые играют определяющую роль в по-
вышении эффективности космического аппарата в целом.
К таким подсистемам в первую очередь относятся энергети-
ческая (ЭУ) и двигательная (ДУ) установки.
Основные схемы ЭУ и процессы в них рассмотрены в
предыдущих разделах. Основные схемы ЭРД, входящих в состав
ДУ, будут рассмотрены ниже.
270
Во всех типах электроракетных двигателей (ЭРД) осущест-
вляются последовательно процессы, обеспечивающие конечный
эффект — получение импульса тяги, передаваемого космическо-
му аппарату.
Рассмотрим схему процессов, происходящих ЭРД, и их осо-
бенности. Представленная на рис. 15.1 схема процессов показыва-
ет взаимосвязь между вводом энергии и массы рабочего тела и
последовательность физических процессов, происходящих в ЭРД.
3 3} Ионные двигатели и двигатели с замкнутым дрейфом
1п<мтешеЫ^азлелен>1е| ^Ускорение!^компенсация
[плазмы гдзаряда ионов * объемного
заряда
Р.Т
Получение
плазмы
Ускорение
пдазмы
Импульс d
Рис. 15.1. Схема-граф процессов в электроракетном двигателе
Во всех типах ЭРД за исключением электронагревных дви-
гателей, где электрическая энергия используется только для на-
грева газа, первым является процесс получения плазмы. Этот
процесс .реализуется в части кайала двигателя, где одновремен-
но проиёходит и ускорение. Эта часть канала выполняет функ-
цию источника плазмы. В электротермических и электромаг-
нитных двигателях основная часть подводимой электрической
энергии расходуется на ускорение квазинейтральной плазмы,
результатом которого и является получение импульса.
Как будет показано далее, максимальная эффективность
процессов получения плазмы определяется соотношением ввода
энергии и массы рабочего тела.
В ионных двигателях с ускорением одноименных заряжен-
ных частит существует процесс разделения заряда. Этот процесс
связан с вытягиванием ионов из плазмы или с поверхности
твердого тела, на которой происходит образование ионов.
Основная энергия затрачивается на ускорение ионов в уст-
ройстве, называемом ионно-оптической системой.
Для обеспечения выхода зарядов одного знака (ионов) из
двигателя необходимо компенсировать их объемный заряд с об-
разованием квазинейтральнбй плазмы, покидающей двигатель.
Это осуществляется катодом-компенсатором, поставляющим
электроны в поток ускоряемых ионов.
В двигателях с замкнутым дрейфом электронов, где ионы
ускоряются в среде квазинейтральной плазмы, а электроны
удерживаются магнитным полем, процесс разделения отсутству-
271
ет. Однако вытекающий из двигателя поток ионов требует ком-
пенсации заряда ионов. Совокупность устройств, в которых ре-
ализуются указанные процессы, и составляет электроракетный
двигатель.
Состояние рабочего тела, применяемого в ЭРД, влияет на
процесс его подготовки к дальнейшему ускорению в двигателе.
Поясним эту зависимость. Молекулярные газы, используемые в
электротермических двигателях, проходят несколько стадий об-
разования атомарных газов с последующей их ионизацией и по-
лучением ионов и электронов.
Аналогичная картина наблюдается и при ионизации атомов
различных элементов в газовом разряде, поскольку их потен-
циалы ионизации различны:
(PfN = ^-4,5 В; ср.^ = 13,6 В.
Получение ионов, составляющих тяжелую компоненту плаз-
мы, которая и определяет тягу двигателя, возможно с помощью
процессов ионизации в газовом разряде или на нагретой поверх-
ности металла.
В ЭРД большинства типов ионы образуются в газовом раз-
ряде при взаимодействии атомов с электронами эмиссии, выхо-
дящими с поверхности катода и ускоряемыми в катодном паде-
нии потенциала.
Ионизация атома однократным ударом требует определенной
энергии электронов. Необходимая для этого энергия электронов
составляет 2—3 потенциала ионизации. Эта энергия тратится на
удаление валентного электрона из атома и набегающего элек-
трона за пределы действия кулоновских сил ядра атома (> 2<pf).
Часть энергии электронов расходуется на их нагрев в образовав-
шейся плазме и тормозное излучение электронного газа. Длина
свободного пробега \ электронов при ионизации составляет
‘ Па^’
где п — концентрация атомов в объеме; О- — сечение иониза-
2
ции, м .
Средняя длина ионизации оценивается как
li = (2 * 3) \ .
При сечении ионизации = 10” 18 м2 и концентраций ато-
мов 1021 м-3 длина пробега ионизации составит %* = 10~ 3 м=1 мм
и размер зоны ионизации lt = 2—3 мм.
272
Таким образом, при высоких плотностях газа процесс иони-
зации происходит вблизи поверхности катода и эта область и
является, по существу, источником плазмы. Совершенно другая
картина наблюдается в разрядах с низкой концентрацией ато-
мов, характерной для газоразрядных камер ионных двигателей.
При концентрации атомов na ~ 1018 м-3 длина пробега возраста-
ет (%£ ~ 1 м), а длина ионизации составит 2—3 м. В этом случае
необходимо принимать специальные меры для увеличения веро-
ятности взаимодействия электронов с атомами.
При ступенчатой ионизации атомов с последовательным воз-
буждением их энергетических уровней сечение ионизации воз-
растает, соответственно уменьшается и длина ионизации- В
этом случае в процессе ионизации принимают участие медлен-
ные электроны плазмы.
Процесс ионизации атомов на поверхности нагретого металла
возможен для атомов с низким потенциалом ионизации. Условия
образования ионов на поверхности определяются соотношением
(р > q>£ (<р — работа выхода металла; еср£ — энергия ионизации).
Эффективность ионизации атомов определяется коэффициен-
том ионизации
п.
=----—
na+ni
или вероятностью ионизации в объеме
ехр
Zf na <с£> ve
va
где ve и v — скорости электронов и атомов соответственно.
Как уже отмечалось в гл. 3, характеристики энергосиловой
установки, и в частности ее двигателей, тесно связаны между
собой и с параметрами КЛА. Так, например, мощность двигате-
лей и запас рабочего тела для них существенно зависят от мощ-
ности и, следовательно, массы энергетической установки. При
их увеличении и заданной начальной массе летательного аппа-
рата уменьшается масса полезной нагрузки. Даже из этого при-
мера видно, что надо четко выделить те узлы и связи, которые
оказывают наибольшее влияние на параметры ЭСУ и КЛА.
15.2. Электродные процессы в двигателях
Эффективные призлектродныв процессы и процессы, проис-
ходящие у поверхности, на ней и внутри твердых тел, находя-
щихся в активной плазме, через которую пропускается ток, оп-
273
ределяют работоспособность любого устройства, взаимодействую-
щего с плазмой.
В одних типах двигателей такими элементами устройств
могут оказаться катод и анод, в других — изоляторы, подвер-
гающиеся интенсивной бомбардировке ионами, ускоренными в
электрическом поле. Так или иначе процессы, происходящие на
электродах двигателей (приэлектродные), и пристеночные про-
цессы в значительной мере определяют ресурс и совершенство
двигателя.
На характер протекания приэлектродных процессов в плаз-
менных двигателях существенное влияние оказывают следую-
щие факторы:
— материал электрода и его физические свойства;
— состав и свойства плазмы;
— условия переноса заряда, энерго- и массообмена на гра-
нице плазма — электрод;
— условия подвода энергии к электродам от внешних источ-
ников или отвода её (энергообмен с окружающей средой).
Острота ситуации, создающейся в приэлектродных областях, со-
стоит в том, что именно в них существуют максимальные градиен-
ты полей и потоков частиц, определяющих перенос заряда, массы,
импульса и энергии. Например, напряженность электрического поля
у поверхности катода может доходить до АУе = (107 4- Ю9) В/м,
градиент температуры в электродах ДТЭ (102 ... 106) К/м, гради-
ент концентрации электронов чрезвычайно велик, так как оп-
ределяется разностью концентраций электронов в твердом
теле (10284-1029) м-3 и в плазме (1012-ь 1022) м-3 на расстоя-
ниях 10” 7 4- 10~ 6 м.
Существование таких разнообразных условий работы электро-
дов объясняет тот факт, что, несмотря на длительную историю
исследований приэлектродных процессов, многие их особенности
до конца не выяснены, поэтому рассмотрим основные современ-
ные представления.
Эмиссия заряженных частиц с поверхности электрода.
В этом разделе рассмотрим более подробно процессы, свя-
занные с эмиссией ионов и электронов, поскольку эти процессы
являются общими для любых ЭРД.
Эмиссия заряженных частиц всегда связана с затратами
энергии на преодоление потенциального барьера. Необходимую
для этого энергию можно получить или от электрического поля
или за счет тепловой энергии. Различные процессы эмиссии
удобно рассматривать в зависимости от внешнего электрическо-
го поля Е (рис. 15.2).
274
I =П =ш8 JV = V Evil vn
ММ аж е «и ’ "ш» ’
I-----=Т---1-^-Y.jy.,.^..j... .„118--(---={•» ..q
-Е(В/м)|а!М icf 104 ю2 О до2 ю4 106 108+Е(В/м)
Рис. 15.2. Шкала процессов эмиссии
Анализ начнем с полей, которые уже влияют на прочность
материала электрода. В пределе работа разрушения единицы
объема электрода равна работе внешнего поля:
£0 Е2
^овп = -у-- (15-1)
— 12
где £0 — диэлектрическая постоянная; е0 = 8,9 • 10 Ф/м.
Для большинства материалов энергия связи ионов решетки
WCB не превышает 10 эВ, концентрация частиц п в твердом теле
составляет около 3 • 1028 1/м3. Отсюда можно определить, что
Е = 1011 В/м (рис. 15.2, диапазон I).
При уменьшении напряженности поля разрушения электрода
и генерации ионов уже не будет, но поле будет отрывать частицы,
адсорбированные на поверхности, с энергией 0,5—2 эВ. Эти час-
тицы будут улетать в виде положительных ионов (рис. 15.2, диа-
пазон II). Такие эмиттеры можно делать в виде острых кромок, от-
куда уходят ионы рабочего тела, в частности цезия, в полевых
электростатических двигателях. Еще меньшие поля уже не смо-
гут отрывать ионы, но все же вызывают значительные механи-
ческие напряжения в наружном слое и его поляризацию. Если
в таком поле будет находиться проводящая жидкость, то в ней
произойдет перераспределение зарядов, и положительные час-
тицы начнут вытягивать жидкость в направлении к отрицатель-
ному электроду, в результате чего образуется острый выступ жид-
кости. На конце этого выступа напряженность может стать на-
столько большой, что внешнее поле преодолеет силы поверхност-
ного натяжения и кончик выступа распылится на мелкие заря-
женные частицы (рис. 15.2, диапазон III).
Данное условие можно записать следующим образом:
^пов
Ео£
2
(15.2)
где оП0В — коэффициент поверхностного натяжения; R^ и Fig —
главные радиусы кривизны выступа.
275
Этот способ эмиссии используется в источниках коллоидных
заряженных частиц.
Если напряженность поля меньше 105 В/м, то за счет теп-
ловой энергии электрода будет происходить обычная поверх-
ностная ионизация с вероятностью (рис. 15.2, диапазон IV)
(15.3)
где <рЭф — эффективный потенциал выхода материала электрода;
— потенциал ионизации рабочего тела.
Эмиссия такого вида находит применение в ионных двига-
телях с поверхностной ионизацией.
Перейдем теперь к положительным полям. Небольшое (106 В/м)
положительное поле мало влияет на эмиссию электронов. В
этом случае плотность тока можно определить из формулы тер-
моэмиссии (рис. 15.2, диапазон V)
е Фме
ехр
А/м2,
(15.4)
где А — постоянная Ричардсона; (рме — потенциал выхода ма-
териала электрода. Значение А и (р были приведены в табл. 7.1.
Если Е > 106 В/м, то начинает сказываться уменьшение ра-
боты выхода из-за так называемого эффекта Шоттки:
А(р£ = 3,8- 10~5^Ё В.
(15.5)
В э-уом случае фэф = фме " Аф^ . Если напряженность поля
Е = 108 В/м, то Д(р£ = 0,4 В.
Такое небольшое изменение
приблизительно 1500 К приводит
/
сии более, чем в десять раз ехр
к
происходят в диапазонё VI (рис.
ф при температуре электрода
увеличению тока термоэмис-
kT
о
~ е > 10 . Эти явления
15.2) (106 <Е< 108 В/м).
к
Если и дальше повышать напряженность поля (рис. 15.2,
диапазон VII), то энергия поля становится намного больше теп-
ловой энергии электронов, которые начинают вылетать и из хо-
лодного электрода. Происходит автоэмиссия электронов. Плот-
ность тока в этом случае можно определить по формуле
276
ki2 (rrfa
je = 1,55 • 10~ 6 exp - 6,85 • IO9 %- yfo)
m '2 xi
(15.6)
где \|/(y) =
^?E
^Рме
Зависимость \|/(y) приведена на рис. 15.3. Плотность тока авто-
эмиссии может превышать 108 А/м2. Однако при этих плотностях
тока выделяется так много тепла, что взрывается тот микровы-
ступ, с которого в данный момент происходит автоэмиссия.
jc,A/M2
Рис. 15.3. Влияние напряженности
поля Е на плотность тока эмиссии
при различной температуре:
1 — Т = 1000 К; 2 — Т = 2000 К;
3 — Т = 3000 К
102 Iff Е,В/м
Таким образом, при росте напряженности поля существенно
возрастает плотность тока эмиссии j (рис. 15.4), падает энерге-
тическая цена электрона С (рис. 15.4,6), однако при этом силь-
но уменьшается ресурс электрода.
Катоды. Катоды ЭРД можно разделить на два типа: стерж-
невые и полые термокатоды. Причем в настоящее время наибо-
лее распространены полые катоды.
У термокатодов эмиссия происходит за счет подвода тепло-
вой энергии к его поверхности. К термокатодам относят нагрев-
ные и накальные катоды. В нагревных катодах температура ка-
тода 1500 К поддерживается за счет специальных дополнитель-
ных устройств: омических, радиационных или электронных на-
гревателей.
Накальные катоды получают энергию за счет джоулева
тепла, выделяющегося при прохождении через них тока.
Обычно реализуются две формы разряда на катоде — диффуз-
ная и контрагированная. При диффузной форме горения разряд
распределяется по поверхности катода достаточно равномерно.
Такая форма характерна для катодов из тугоплавких металлов с
подогревом поверхности от внешних источников или за счет джо-
улева тепловыделения в теле катода. Температура эмитирующей
поверхности катода достигает 2500—3000 К, при этом плотности
тока составляют j - 10б 106 А/м2. Высокая плотность тока спо-
277
собствует поддержанию температуры катода и диффузного ре-
жима его работы.
При малых токах реализуется контрагированная форма раз-
ряда. Она характеризуется наличием локальных участков нагре-
ва катода или катодных пятен. Плотность тока в катодном
пятне в процессе его развития от микропятна до пятна доста-
точно заметных размеров изменяется от 1011 до 1О10 А/м2. Ток
на единичное микропятно размером несколько микрон составля-
ет несколько ампер. Тепловые потоки достигают таких величин,
что энергия, выделяемая в поверхностном слое катода, приво-
дит к взрывоподобному разогреву и разрушению катода. Катод-
ные пятна являются динамическими образованиями со своим
характерным временем жизни т = 10“ 7 ч- 10” 6 с.
Разрушение материала катода при различных формах горе-
ния разряда существенно отличается как по интенсивности, так
и по механизму эрозии.
Диффузная форма разряда характерна относительно неболь-
шими потоками энергии, приходящими на поверхность. Поэто-
му основным механизмом уноса массы катода является совмест-
ное действие высоких температур (испарение) и бомбардировка
поверхности ионами с энергией порядка 10 эВ. Унос массы не-
велик (10-6 кг/м2 с и ниже) и определяется не только тепло-
физическими свойствами материала катода, но и динамикой
движения испарившихся с его поверхности атомов в прикатод-
ной области.
При разряде с образованием катодных пятен разрушение ка-
тода происходит гораздо интенсивнее вследствие выброса массы
из катодных пятен в виде плазмы, паровой, капельной фазы и
даже твердых частиц. Коэффициент массоуноса в паровой фазе
составляет кт ~ 10” 7 кг/Кл. Для тугоплавких материалов като-
да (W, Re) коэффициент массоуноса с холодной поверхности
kni = 10" 8 кг/Кл.
Номограмма характеристик термоэмиссионных материалов
катодов приведена на рис. 15.4. Из анализа рисунка видно, что
плотности токов, при которых можно получать необходимый ре-
сурс, сравнительно невелики, поэтому в целом термокатоды
применяются только в специальных случаях.
В полых катодах основная доля тока эмитируется внутри
полости, в которой существует плазма рабочего тела с концент-
рацией заряженных частиц большей, чем их концентрация в ос-
тальном объеме газового разряда. Около стенки, на границе
плазмы, в области катодного падения имеется поле напряжен-
ностью Е, снижающее работу выхода и тем самым позволяющее
278
Рис. 15.4. Номограмма
характеристик
термоэмиссионных
материалов:
1 — волъсррам.;
2 — м.олибден;
3 — гексаборид лантана
повысить эффективность работы полого катода — уменьшить
цену электрона и температуру катода, увеличить его ресурс и
безотказность. Эмитирующие поверхности могут быть твердыми
или жидкими, поэтому говорят просто о полых катодах (ПК)
или о жидкометаллических катодах (ЖМК).
В любых ПК напряженность приэлектродного поля Е может
быть определена из следующих соображений. Как известно, на
границе плазмы дугового разряда на длине дебаевского слоя ус-
танавливается разность потенциалов, примерно равная 2—3 (рг
Тогда
2<р,
Е = ~Р, (15.7)
'D
amiiuij —*
где 1„ = 70 ЛЦ .
Потенциалы ионизации (р. различных рабочих тел 3,78 + 15 В.
В ПК энергия электронов kT < 2 эВ, концентрация плазмы
п > 1О20 1/м3. Поэтому Е > 106 В/м, и такое поле позволяет во
много раз увеличить термоэмиссию.
Расчет параметров плазмы в ПК показывает, что температу-
ра электронов Те отличается от равных друг другу температур
ионов Т; , атомов Т и стенок Tv полого катода. Хорошее совпа-
' и -К
дение с экспериментом по средним параметрам дает следующая
формула:
----------------------------------------т~
4 mi е^пл \>Л
15 тпД kT J _
(15.8)
Т =Т. 1 +
е. i
где \л =
1
279
Обычно в полых катодах Епл== 100 В/м.
Рис. 15.5. Влияние степени
покрытия на потенциал выхода:
О — Cs-Re; □ — Na-Re;
Д — Cs-W; х - K-W
четов эти зависимости можно
Как было показано в гл.7
(разд. 7.2) на рис.7.4, рабочие
тела плазмы (Cs, Ba, Cd и др.)
при адсорбции на эмитирующе!!
поверхности снижают потенциал
выхода на величину - А ф@ . В
зависимости от степени покры-
тия 0 изменение относительного
эффективного потенциала выхо-
да (рэф имеет вид, показанный
на рис. 15.5. Значение фэ < фэ
min п
ниже работы выхода адсорбиро-
вания материала объясняется
эффектом адсорбированной плен-
ки при 0 < 1. Для удобства рас-
представить в безразмерном виде
%ф
Фэф
Фме
Фме Финн
(15.9)
Регрессионная зависимость имеет следующий вид:
—.— р о
Фэф = а1 + а2® + + а4® ’
где
= 1,0012235; а2 =-1,8800325; а3 = 0,74824652;
а4 = 0,13378565.
Для приближенных расчетов <pmin можно использовать сле-
дующую эмпирическую зависимость:
(15.10)
где фр т — потенциал выхода рабочего тока.
В табл. 15.1 приведены экспериментальные значения <pmi
для некоторых веществ, используемых в ЭРД.
Расчеты по зависимостям (15.9) и (15.10) позволяют найти
(рЭф с точностью 5 4- 10%.
Во всех плазменных устройствах, за исключением ВЧ и СВЧ-
устройств, источником электронов являются катоды, а приемни-
ком — аноды. Именно эти элементы играют существенную и в
большинстве случаев определяющую роль в организации рабоче-
280
го процесса получения и ускорения плазмы. Не в меньшей сте-
пени они определяют и ресурс работы плазменных двигателей,
особенно тех типов, в которых токи достигают сотен и тысяч
ампер.
Таблица 15.1
Металл Li Cs Ba
W 2,18 1,6 1,75
Re — 1,45 2,3
К основным параметрам, определяющим характеристики ка-
тодов, относятся: катодное падение потенциала U , плотность
тока j и ее электронная и ионная составляющие, работа выхода
катода е (р , потенциал ионизации рабочего тела коэффици-
ент ионизации [3 , плотность потока массы ри и локальный
параметр обмена, определяющий отношение плотности тока к
плотности потока рабочего тела.
Отношение тока разряда к массовому расходу в токовых
единицах —определяет интегральные соотношения между
этими параметрами. Поскольку поверхность, с которой эмитиру-
ются электроны, и поверхность, через которую протекает поток
массы, могут существенно различаться, более характерным
параметром является локальная величина
SjI ет F- ’
ir
Из этого соотношения следует, что развитие поверхности
эмиссии или снижение размеров отверстий, через которые подает-
ся массовый расход, снижает плотность тока эмиссии, что особен-
но проявляется при использовании полых и мультиполых катодов.
Поскольку основные процессы, происходящие в прикатод-
ной области, были описаны ранее, рассмотрим взаимосвязь
параметров катода и влияние на их изменение условий подвода
и отвода энергии на примере термоэмиссионных тугоплавких
катодов.
Термоэмиссионные тугоплавкие катоды. Взаимосвязь основных
параметров можно выявить из анализа балансовых уравнений.
Уравнение баланса энергии на поверхности катода имеет вид
A: + ф/ + Фв)± *U'j = je Фв ’ (15.11)
k 7 281
где у — коэффициент аккомодации энергии ионов, бомбардиру-
ющих поверхность катода; (рв — потенциал выхода катода,
<7К QK
± MJ' = -т- = — - подводимая или отводимая энергия в вольтовом
] J
эквиваленте.
Уравнение (15.11) записано в приближенном виде. В Частнос-
ти, в нем не учтена величина электронного токц на катод из плаз-
мы. В ЭРД, где концентрации частиц невелики (пе ~ 1021 1/м3 и
ниже), обратный поток электронов на катод мал. Поскольку со-
отношение токов определяется соотношением концентраций
электронов и их энергией
( eU А
к
пе = neQ еХР " ~kT
то при С7 = 10 В и Т ~ 2 эВ отношение п/ п. = 7 • 10 3. Поток
Хм С- 0
электронов из плазмы на катод следует учитывать при высоком
давлении (около одной атмосферы и более).
Уравнение баланса энергии электронов (ионизационный ба-
ланс) в приэлектродном слое имеет вид
je ик = й, (ifn + А) + ie • (15.12)
Уравнение (15.12) отражает условия ионизации в прикатод-
ной области разряда. Количество и энергия электронов, выходя-
щих из катода, должны быть таковы, чтобы обеспечить необхо-
димый уровень ионизации двух потоков массы.
Один поток составляет расход рабочего тела, учитываемый
в (15.12) членом jf-ri = — pv , представляющим собой плотность
mi
потока массы, выраженной в токовых единицах (А/м2). Другой
поток массы связан с ионным током на катод, ц — плотность
ионного тока на катоде. В данном случае уравнение (15.12) ука-
зывает на необходимость ионизации не только проходящего
через катод рабочего тела, но и тех ионов, которые рекомбини-
руют на его поверхности.
В общем случае решение уравнений (15.11) и (15.12) невоз-
можно без знания процессов, происходящих как в объеме (в
теле катода, в плазме), так и на поверхности катода.
Решение подобных задач усложняет зависимость коэффици-
ентов ионизации и аккомодации от энергии частиц, которая, в
свою очередь, определяет интенсивность протекания процессов
передачи энергии. ,
282
Например, увеличение расхода при том же токе и соблюде-
нии условия [3 = 1 приведет к увеличению падения потенциала
около катода, так как ионизация большего числа частиц потре-
бует повышения эффективности этого процесса. Эффективность
определяется сечением ионизации, величина которого достигает
максимума при энергии электронов U ~ 2,5Uf .
Рост катодного падения повысит скорость ионов, движущих-
ся к катоду, и их энергию. Это приведет к увеличению доли
ионного тока и усилению' отвода тепла вследствие излучения с
поверхности катода и теплопроводности в катодный узел. В ре-
зультате возможен переход катода в режим автоэмиссии с обра-
зованием катодных пятен и всеми сопутствующими подобным
режимам явлениями.
Рассмотрим другое воздействие. Представим себе режим с
уменьшенным расходом рабочего тела. При сохранении тока
разряда и условия полной ионизации (3=1 потока энергии, при-
носимого ионами на катод, не хватает для обеспечения такого
температурного режима поверхности, при котором электронов
термоэмиссии достаточно для переноса заряда. В этом случае
необходим подогрев катода извне для того, чтобы обеспечить не-
обходимый уровень термоэмиссии.
Режиму, при котором величина АСУ' = 0, соответствует равно-
весие между подводом и отводом энергии на поверхности катода.
Энергия, приносимая ионами на катод, уносится эмиссионными
электронами, излучается и отводится теплопроводностью.
Подобные процессы называют авторежимами катодов. Поэ-
тому рассмотрим самый простой случай.
Примем [3=1; у~ 1; AUf, = О и введем безразмерные величи-
ны: а = -г (доля ионного тока), £ =-/-= -—-—----- (локальный
] л1т. pf
параметр обмена). Тогда уравнения (15.11) и (15.12) можно за-
писать в виде
а К + Ф/ “ <Рв> = а - а) Фв; (15.13)
(1 - а) UK = (pf
Будем считать, что работа выхода катода известна и не за-
висит от его рабочего режима. Из (15.13) и (15.14) найдем за-
висимость доли ионного тока и локального параметра обмена от
остальных величин, указанных выше:
а +
(15.14)
283
Фв ± AU'
ик
(1 - а) — - а
Ф/
(15.15)
(15.16)
На рис. 15.6 приведена характеристика тугоплавкого термо-
Рис. 15.6. Характеристики
термоэмиссионного катода
вые на рис. 15.6 показывают,
эмиссионного катода в виде
зависимости ^л = f(a) при ДЕ7'
Е7к
(пунктирные линии) и —-
Ф/
(сплошные линии) в качестве
параметров. Рабочее тело
проходит через отверстия в
катоде, где одновременно
происходят процессы эмиссии
электронов и ионизации ра-
бочего тела (рис. 15.7). Кри-
что изменения расхода рабочего
тела, тока разряда или условий охлаждения (нагрева) катода
неизбежно приводят к изменению катодного падения потенциа-
Р.
ZZZZZZZZZ2Z
ZZZZ2ZZZ22ZZ
.оАтом ©Ион • Электрон
Рис. 15.7. Схема подачи
рабочего тела и
распределения токов
у катода
и
ла и доли ионного тока.
Поскольку уравнения (15.11) и
(15.12) отражают интегральную
картину, то величины Z7K , фк , ак ,
^л не являются функциями коор-
динат.
При применении стержневых
термоэмиссионных полых катодов,
характерных для коаксиальных
сильноточных двигателей, подход
к определению доли ионного тока
и плотности потока массы остается
прежним. Даже по схемё на рис. 15.7 видно, насколько важно
увеличивать поверхность эмиссии электронов по сравнению с
поверхностью, через которую движется поток массы ри. Кроме
того, интенсивный нагрев катода от автономного источника
энергии облегчает запуск двигателя и снижает эрозию катода.
Полые катоды. Как уже было отмечено, характерной осо-
бенностью работы катодов в ЭРД является наличие потока ра-
бочего тела (массового расхода), который должен быть ионизи-
рован электронами, испускаемыми поверхностью катода. Во
284
многих случаях поток массы проходит через отверстия в като-
де, выполненные тем или иным технологическим способом.
Такие катоды являются совокупностью полых катодов (ПК),
наиболее пригодных для обеспечения ионизации рабочего тела
при больших плотностях электронного тока.
Рассмотрим особенности процессов в полом катоде. Поток
рабочего тела в виде газа или пара движется под воздействием
градиента давления к выходу из отверстия. Процесс зажигания
разряда в полом катоде рассматривать не
разряд существует. Совершенно очевидно,
что условия начала ионизации рабочего
тела зависят от энергии электронов, а их
количество, участвующее в процессе ио-
низации, — от эмиссионной способности
поверхности. Поскольку плотность элек-
тронного тока термоэмиссии связана с
температурой поверхности катода, а тем-
пература, в свою очередь, зависит от
энергии ионов и плотности ионного тока,
то режим работы катода устанавливается
на уровне, определяемом условиями энер-
го массообмена.
Качественная картина изменения
параметров в классическом (не диафраг-
мированном) ПК показана на рис. 15.8.
В отличие от рассмотренной ранее
идеализированной картины процессов в
прикатодной ’ области, где поток массы и
будем. Считаем, что
Рис. 15.8.
Принципиальная
схема движения
частиц и изменения
параметров в полом
катоде
поток заряженных частиц движутся параллельно друг другу, в
ПК движение потоков массы и зарядов значительно сложнее.
В ПК принято различать две характерные зоны:
1) активная эмиссионная зона, где происходят процесс ио-
низации в полости катода рабочего тела и все интенсивные про-
цессы переноса заряда, массы, импульса и энергии; 2) пассив-
ная зона катода, где процесс ионизации либо не происходит со-
всем, либо осуществляется слабо.
Электроны, испускаемые поверхностью катода в активной
зоне и ускоренные в области катодного падения, взаимодейству-
ют с атомами и ионами: упругое рассеяние- на атомах рабочего
тела, возбуждение атомов, ионизация атомов, кулоновские
столкновения.
Вследствие упругого рассеяния часть электронов может дви-
гаться навстречу потоку рабочего тела, поступающего в катод,
и ионизировать атомы. Однако электронов мало, и поэтому ро-
дившиеся ионы не могут существенно изменить картину образо-
285
вания объемного заряда и распределения плотности тока. Тем
не менее этот процесс является предварительным, т. е. подго-
тавливающим к интенсивному изменению параметров как на
поверхности катода, так и плазмы в активной зоне.
Граница области разряда внутри ПК подвижна. При изме-
нении расхода тока или условий теплообмена она может дви-
гаться к срезу катода или внутрь его.
В зависимости от перепада давления в катоде скорость ис-
течения на выходе может быть дозвуковой или достигать ско-
рости ионного звука.
В полых проточных катодах существенную роль в переносе
ионов начинают играть ионы присадки. Снижение температуры
катода вследствие уменьшения работы выхода поверхности, час-
тично покрытой адсорбированными атомами тяжелого элемента,
уменьшает кинетическую энергию ионов, отражающихся от по-
верхности в виде атомов. При взаимодействии этих атомов с
электронами они вновь ионизируются и возвращаются на по-
верхность катода под действием силы электрического поля.
Полые катоды ЭРД допускают достаточно высокие плотнос-
ти токов без существенного уноса их массы. При работе на
газах увеличение плотности тока свыше 106 А/м2 приводит к
возрастанию уноса массы материалов катода. В случае работы
на парах щелочных металлов унос массы увеличивается при
плотности тока большей, чем 5 • 106 А/м2.
Эрозия материала поверхности катода приводит к появле-
нию в прикатодной области тяжелых атомов металла. Они ио-
низуются электронами и начинают участвовать в процессах
переноса заряда, массы и энергии.
Унос массы материала катода определяет ресурс работы.
Наибольшая эрозия катодов происходит на режимах запуска
двигателя и выхода его на стационарный режим работы по
току. На этих режимах коэффициент массоуноса k изменяется
от 10“ 8 до 10” 12 10” 13 г/Кл. Время выхода катода на режим с
минимальной эрозией зависит от конструкции катода и условий
нагрева или охлаждения. Предварительный нагрев катода и под-
держание его температуры во время работы, обеспечивающие
режим термоэмиссии, способствуют повышению ресурса катода
и двигателя в целом.
Аноды. Аноды ЭРД принимают электроны из плазмы и яв-
ляются элементом, замыкающим электрическую цепь двигателя
и источника электрической энергии. В процессах переноса заря-
да из плазмы к поверхности анода особую роль играют парамет-
ры плазмы в прианодном слое.
286
Как и в прикатодной области, вблизи поверхности анода су-
ществуют характерные слои, обусловленные процесами энерго-
обмена плазмы с поверхностью анода.
В качестве характерных прианодных слоев можно рассмат-
ривать:
1) дебаевский слой, в котором происходит разделение зарядов.
Он расположен у поверхности анода на расстоянии длины Дебая;
2) ларморовский слой размером порядка ларморовского ра-
диуса, в котором основную роль играет дрейф электронов в
электромагнитном поле, создаваемом током разряда и внешним
магнитным полем;
3) тепловой и динамический пограничный слои, характер-
ные для двигателей с высокой концентрацией частиц в при-
анодной области. <
Дебаевский подслой существует у поверхности анода в плаз-
менных и ионных ЭРД любого типа. Ларморовские слои харак-
терны для двигателей с магнитными полями, где дрейф элек-
тронов в прианодном слое существенно влияет на перенос заря-
да из плазмы к поверхности анода. Тепловые и динамические
пограничные слои влияют на перенос заряда в прианодном слое
вследствие процессов рекомбинации ионной компоненты, кото-
рые характерны для электротермических двигателей (элктродуго-
вых), работающих на газах с большими массовыми расходами.
Плотность электронного тока на аноде зависит от концент-
рации и скорости электронов j(1 = - eneVe . При уменьшении кон-
центрации электронов вследствие любых причин и сохранении
необходимой плотности тока je должна возрастать скорость
электронов. Она имеет две составляющие — скорость теплового
движения У , определяемую температурой электронов, и ско-
рость направленного движения Уен, обусловленную разностью
потенциалов в прианодном слое.
Как правило, в ЭРД температура электронов в ускоряемой
плазме изменяется мало (Те « const). Поэтому изменение кон-
центрации заряженных частиц в прианодной области по любой
причине приводит к изменению анодного падения потенциала.
Если величина плотности тока, переносимого электронами
на анод за счет их теплового (хаотического) движения, превы-
шает необходимую величину плотности тока, то у поверхности
анода создается отрицательный объемный заряд (отрицательное
анодное падение потенциала). В результате к аноду приходят
быстрые электроны, способные преодолеть отрицательный по-
тенциал задерживающий их движение к аноду. Медленные
электроны тормозятся и возвращаются в плазму.
287
С увеличением тока и соответственно плотности тока с гра-
ницы дебаевского слоя из плазмы уходит все больше электро-
нов. Величина отрицательного анодного падения уменьшается и
становится равной нулю (Д17 = 0), когда все электроны со сво-
ими тепловыми скоростями придут к аноду. Дальнейшее по-
вышение плотности тока потребует увеличения скорости движе-
ния электронов к аноду за счет возрастания разности потенци-
алов, то есть возникновения положительного анодного падения.
Уменьшение концентрации заряженных частиц вследствие уско-
рения плазмы, пинч-эффекта и других причин приводит к еще
большему увеличению положительного анодного падения потен-
циала.
Все это вызывает изменение баланса энергии на аноде, ко-
торый может быть представлен в виде
( 2kT
ф +--------- + ду
’ а. а
„4
= ст.Т>9?_,
(15.17)
где о — постоянная Стефана—Больцмана, о = 5,67 • 10 8 Вт/(м2 • К).
Даже при ЛПа = 0, je = 106 А/м2, сра ~ 4 В, е = 0,4; Те = 104 К
и отводе тепла только излучением (q^ = 0) температура анода пре-
вышает 3800 К, что неприемлемо. При плотности тока 10б А/м2
температура анода Та ~ 2200К.
При Та > 2000“С возникают проблемы обеспечения ресурса
анода как вследствие его испаряемости, так и по динамической
прочности при наличии градиента температуры вдоль анода.
Ограничение рабочей температуры анода накладывает соответ-
ствующие ограничения на величину плотности тока и анодное па-
дение потенциала, которые будут рассмотрены в гл. 17 и 18.
Прианодные процессы в плазменных двигателях. В предыду-
щих разделах обращалось внимание на ограничение переноса за-
ряда в прианодной области вследствие совместного влияния Холл-
и пинч-эффектов. Оба этих эффекта одновременно с ускорением
потока приводят к уменьшению концентрации частиц у поверх-
ности анода. Это, в свою очередь, приводит к уменьшению ра-
диальной составляющей плотности тока.
Обычно увеличение анодного падения потенциала связывают
с величиной объемного заряда у поверхности анода. Такое раз-
деление заряда происходит по длине Дебая. Но в ряде двигате-
лей существенное изменение потенциала может происходить на
расстоянии порядка ларморовского радиуса. При малой кон-
центрации электронов и достаточно больших магнитных полях
электроны оказываются замагниченными, и роль длины свобод-
288
Y Анод
ного пробега выполняет диаметр ларморовской окружности.
Движение электронов и ионов в этом случае следует рассматри-
вать в дрейфовом приближении. В качестве иллюстрации влия-
ния магнитного поля на перенос заряда к аноду рассмотрим уп-
рощенную задачу.
Представим себе поток плазмы с некоторой концентрацией
частиц на его границе. Поверхность анода отстоит от принятой
границы на расстоянии 5 = Ва - Впл порядка величины лармо-
ровского радиуса. Электрическое поле Е и магнитное В на рас-
стоянии 6 считаем однородным в
направлении I/* (радиуса), а пара-
метры плазмы на ее границе слабо
изменяются в направлении ОХ
(рис. 15.9).
При относительно малой вели-
чине 5 (8«jRa) решать задачу
можно в декартовых координатах.
В направлении оси 0Z (по азимуту)
параметры потока плазмы и
электромагнитного поля не изменя-
ются, т. е. соблюдается осевая симметрия распределения пара-
метров.
В области 0 < у < 8 электроны и ионы движутся под дейст-
вием сил, обусловленных электромагнитным полем, без взаимо-
действия друг с другом. Такое упрощение задачи позволяет по-
лучить решение в аналитическом виде. Условия, при которых
оно приемлемо, определены ниже.
Рассмотрим уравнение движения электронов
,2 —. . . _
m = -е f Fx В Y (15.18)
е dr V /
Еу
-е
DZ
Рис. 15.9. Схема движения
заряженных частиц
в анодном слое
ПуЧЦ . Те; Ti
+е со
О
В проекции на оси координат получим
^а = _?г_ е +^в2-зв.
dt L v
(15.19)
(15.20)
. dx
где x = -^- и т.
Д-, Q =
Поскольку BZ = B, Еу = -Е, Bx - By - 0, Ex - E^ - 0, то сис-
тема (15.19) — (15.20) упрощается.
289
В общем случае Е # 0, но обычно Е„ » Ev .
У х
Введем параметр СО = qB =— (СО — циклотронная частота
те
электронов). После этого получим
d2x dy
dt2 dt ’
(15.21)
d2y dx
—f = qE-m~r- .
dt2 dt
(15.22)
Найдем траекторию движения электрона и его максимум в
направлении у (к поверхности анода). Из (15.21) и (15.22) следует
A-®2
dt2
q -г - У-
СО2
Сн
— = 0 .
СО
(15.23)
Интеграл уравнения (15.23)
у = с2 cos cot + с3 sin cot
q —n -
СО
fl
со
= — с2 со sin cot + С3 СО COS cot.
Cv L
Подставив производную у в уравнение (15.22),
рость х:
найдем ско-
dx E
= q----1- c0 CO cos cot + cq CO sin COt
dt 1 co 2 3
и смещение частицы х:
х — q — t + с2 sin cot - с3 cos cot + A* .
Константы интегрирования определяем из начальных усло-
Подставив началь-
вий: при t = О и х = у -G
ные условия в полученные
Е
с„ ----q —~ ;
2 СО со2
dx dy
.«чаши .а— у * кавмаЬпа .!— у h
dt х' dt~ У '
выше уравнения,
и
С3 = ; Al = V!/;
получим
Определяем траекторию движения электронов:
У = -J-
СО
VX E
0) 9<02
COS cot .
(15.24)
С1 ~ vx '
Вершину траектории, определяющую максимальный вылет
электрона к поверхности анода, находим из условия у = 0:
290
^inax ф
vl+ ”.
vx
(15.25)
В
Из (15.25) следует, что вылет частицы в направлении анода
зависит от напряженности электрического поля Е, магнитной
индукции В и скоростей vx и v , с которыми частица стартует
с границы плазмы.
Если считать, что в плазме газового разряда вблизи поверх-
ности анода функция распределения электронов является мак-
свелловской, то электроны покидают границу плазмы со скорос-
тями, соответствующими этой функции распределения. Поэтому
часть электронов, имеющих малые скорости, не успевают уда-
лится на большие расстояния от границы. Они вернутся обрат-
но в плазму, не достигая поверхности анода.
Для определения плотности электронного тока на анод не-
обходимо определить поток электронов, достигающих поверх-
ность анода. Плотность электронного тока определяется как
4 = е (X ~> (15.26)
где Ne — поток электронов, не попадающих на анод. Плотность
потока частиц, пересекающих поверхность плазмы через едини-
цу поверхности в единицу времени со скоростями в интервалах
vr ... (и„ + dvr) ; v.. ... (у.. + dv..) и v„ ... (и_ + dv\ при максвеллов-
ской функции распределения, определяется зависимостью
С т
%
dN = п
2nkT
( 2
exP 2kT \ x
v dvv dv.. dv., . (15.27)
iJ Л ll li
2 2
+ +
Полная плотность потока
пределении по скоростям
частиц при максвелловском рас-
c 2nme
После определения пределов по скоростям, определяемым
условием £/ < 6 , где 8 — размер ларморовского слоя у по-
верхности анода, и интегрирования уравнения (15.27) плотность
электронного тока на анод jf; - е - Ne \ находим по формуле
. ЛГкТ~
2 2птр
1 + Ф
291
+ exp ve X 1 + Ф
где ф — интеграл вероятности; Up = ; 8е = ;
е Дл
ность потенциалов в анодном слое в сечение х; Дл
(15.28)
иха — Раз-
— диаметр
ларморовской окружности.
Используя аналогичный прием, можно определить поток
ионов, достигающих поверхность анода и переносящих положи-
тельный заряд.
Области применимости дрейфового приближения и их гра-
ницы по В и Т в зависимости от концентрации частиц на гра-
нице прианодного слоя представлены на рис. 15.10.
В анодной области сильноточных двигателей величина маг-
нитной индукции может изменяться в пределах 0,2 + 0,01 Тл и
менее. Температура электронов составляет (1 + 3) • 104 К и более,
а концентрация частиц пе = = п = (1018 102С>) 1/м3.
Температура ионов меньше температуры электронов, поэто-
му, приравнивая Tt = Т , накладываем более жесткие условия
на возможность применения дрейфового приближения.
По граничным кривым на рис. 15.10 видно, что при ука-
занных величинах В, Т и п рассмотренное приближение вполне
применимо.
В.Тл
Рис. 15.10. Области существования
дрейфового приближения:
а. — зависимость магнитной индукции В;
б — зависимость температуры
электронов от концентрации
заряженных частиц
Характер изменения плотности электронного тока на анод в
зависимости от разности потенциалов на слое размером 8 пока-
зан на рис. 15.11. Как следует из расчетных зависимостей, мак-
симальная величина j (режим насыщения) соответствует усло-
292
лг 1
вию JNе = -г nve , означающему что все электроны, стартующие
с границы плазмы к аноду, достига-
ют поверхности анода. В дальней-
шем повышение разности потенциа-
лов не приводит к росту плотности
тока, а лишь увеличивает энергию
электронов, приходящих к аноду.
Необходимость увеличения ско-
рости электронов для переноса заря-
да сквозь магнитное поле в прианод-
ной области приводит к развитию
ионно-звуковых колебаний в плазме.
Рост амплитуды ионно-звуковых
волн может служить объективным
критерием развития неустойчивости
в плазменных двигателях.
Получение ионов используемого
в двигателе рабочего тела за счет ио-
плотности электронного
тока на аноде
низации его в прианодной области требует выполнения опреде-
ленных условий. Поскольку размер прианодного слоя соизме-
рим с ларморовским радиусом электрона, то требование интен-
сивной ионизации в этом слое приводит к условию
1 meV
п<5 еВ
ион
е е
Отсюда получаем соотношение, определяющее концентрацию
частиц:
^ион meve
При характерных величинах
В = 10“ 2 -ь 10“ 3 Тл, оион = 10“ 20 -ь 10“ 19 м2 и ve = 106 м/с полу-
чим п > 2 • fio21 4- 1022 I 1/м3. Эта величина превышает среднюю
концентрацию частиц 'з объеме двигателя и соизмерима с кон-
центрацией частиц в полости катода или на выходе из него.
‘ Таким образом, подача нейтрального рабочего тела в прианодную
область не обеспечивает повышения концентрации ионов в ней.
15.3. Ускорение рабочего тела и классификация ЭРД
Разгон рабочего тела в электрических и магнитных полях
можно рассматривать как ускорение сплошной среды или как
ускорение отдельных компонентов плазмы с учетом взаимодей-
293
ствия между ними. В МГД-приближении суть механизмов уско-
рения определяется из уравнений движения:
—+ р (vV) v = - V р + j X В . (15.29)
Из выражения (15.29) следует, что возможны две ситуации.
Сила от градиента давления существенно превышает объемную
электромагнитную силу |Vp| » \j хВ|. Это означает, что уско-
рение потока обусловлено разностью давлений, действующих на
поверхности, которые ограничивают выделенный элементарный
объем.
Рассмотрим уравнение энергии
(15.30)
Правую часть этого уравнения можно представить в виде
алгебраической суммы джоулева тепловыделения и работы объ-
емных электромагнитных сил. Для этого из обобщенного закона
Ома j = о (Е + v X В) , подставив параметр Е в уравнение (15.30),
получим
d
dt
(v2 } i2 .
—- + h = *— + j x В • v .
I2 J °
(15.31)
Если объемные силы малы, то мала и их работа по сравне-
нию с джоулевым теплом:
.2
» \ j ХВ • v\ .
о
В этом случае можно говорить о тепловом (электротермичес-
ком) ускорении потока. Формирование границ потока осущест-
вляется поверхностью стенок канала (электродов), внутри кото-
рого ускоряется поток. Естественно, что форма канала будет со-
ответствбвать форме газодинамического сопла, характерного для
химических ракетных двигателей.
В другом частном случае, когда I j X В | » IV р I, ускорение
определяется действием этих объемных сил. Двигатели, в кото-
рых реализуется это условие, можно называть двигателями с
электромагнитным ускорением плазмы (электромагнитные дви-
гатели (ЭМД)). Работа объемных сил превышает джоулево
тепло. При значительном преобладании объемных сил над по-
верхностными граница потока формируется объемными силами,
и в этом случае требуется соблюдение соответствия между гео-
метрией потока и канала (электродов). Рассмотренный подход к
анализу механизмов ускорения можно назвать макроскопичес-
ким, поскольку в нем не анализируется движение отдельных
294
частиц. При совместном воздействии на плазму как совокуп-
ность электронов и ионов (коэффициент ионизации близок к
единице) поверхностных и объемных сил необходимо рассматри-
вать движение ионов и электронов с учетом взаимодействия
между ними.
Уравнение движения ионов в плазме запишем в виде
= eniE + + ^i fa х BU Fei, (15.32)
- V.
где Рц ~ ~ ^Pt » Pei ~ nt me~----сила взаимодействия электро-
НОВ и ионов.
о
е m *
Используя соотношения электропроводности а =----- и плот-
те
ности тока j = еп (и* — , а также условие пе = п{ = п, получаем
^Pi / х eni
т;~~тг =-----F е [Е + vf х В ]-—. (15.33)
’at п I 1 I (у v '
Из уравнения (15.33) следуют основные способы ускорения
ионов:
1) газокинетический (газодинамический), обусловленный
действием градиента ионного давления Vp£ ;
2) продольным электронным током (ускорение “элек-
тронным ветром”). Электроны приобретают энергию в электри-
ческом поле и передают ее ионам при столкновениях с ними;
3) электрическим полем еЕ.
Первые два способа ускорения ионов эффективны при доста-
точно большом числе столкновений частиц. Ускорение электри-
ческим полем эффективно при отсутствии взаимодействия элек-
тронов и ионов.
Сила Лоренца efaxB], действующая на ион, не ускоряет
его, а лишь изменяет траекторию его движения. Ускорение
плазмы как потока, создающего импульс, непосредственно свя-
зано с ускорением ионов. При отсутствии магнитного поля
плазма не может ускоряться электрическим полем, поскольку
электроны и ионы движутся в противоположных направлениях.
Для определения условий ускорения ионов в квазинейтраль-
ной плазме рассмотрим уравнение движения электронов:
т„ = ~ ^Ре + еп(Е-v хВ]- еп,Р . (15.34)
е е dt * е I е ) q
295
Инерция электронов мала, и поэтому из (15.34) получим
Vp
Е = ^-и.хВ--------- . (15.35)
О 1 еп '
Из
частиц
уравнения (15.35) следует, что при малой концентрации
£
и низкой температуре электронов (о, -> 0) Е = —
= - v X В . При малых плотностях тока и боль-
е
или Е
1- —
оЕ
шой проводимости
«1 Е ~ — v„ X В . Это означает, что
у '
оЕ
Л' ± Е , т. е. магнитная силовая линия является эквипотенциа-
лью (Е = — V(p), по нормали к которой действует поле напряжен-
ностью Е, ускоряющее ионы. Условие
« 1 хорошо выпол-
оЕ
няется при замагниченности электронов на магнитных силовых
линиях (сое те > > 1) и дрейфе электронов со скоростью
идр =--2— в плоскости> перпендикулярной Е X В . Электронный
В
ток в направлении напряженности поля Е сильно ослаблен (в
идеальном случае отсутствует), и в этом случае возможно созда-
ние достаточно сильных электрических полей в плазме.
Напряженность электрического поля в плазме при достаточ-
но сильных магнитных полях определяется холловской ЭДС:
еп
JjXB
еп
(15.36)
; х в
Так как |j‘J » |;J , то из (15.36) следует Е«-----------~ Ехол .
(3 77/
Поэтому двигатели, где преобладает механизм ускорения
ионов в самосогласованном электромагнитном поле, часто называ-
ют холловскими двигателями. Ускорение ионов можно в равной
степени трактовать как ускорение электромагнитной объемной
силой j X В или ускорение электрическим полем еЕХ0Л . Переход
к анализу процессов ускорения от микроскопического к макроско-
пическому прост. Сложив уравнения (15.33) и (15.34), получим
pdv ,
1—= _ V(pf +ре) +j хВ .
(15.37)
Классификация ЭРД. Классификация ЭРД пока не разрабо-
тана в таком виде, чтобы быть принятой безоговорочно. В ка-
296
честве основных признаков, служащих основой классификации,
могут быть приняты следующие:
превалирующий механизм ускорения;
состояние рабочего тела (газ, плазма, заряженные частицы);
способ ионизации или получения заряженных частиц;
периодичность действия во времени;
геометрические формы ускорительного канала (линейные,
коаксиальные, торцевые и т.д.);
способ создания магнитного поля;
конструктивные особенности двигателя.
Принимая за основной признак превалирующий механизм
ускорения, классификацию ЭРД можно представить в виде, по-
казанном на рис. 15.12. Вся совокупность ЭРД состоит из трех
семейств: электротермических (ЭТД), электромагнитных (ЭМД)
и электростатических двигателей (ЭСД).
Рис. 15.12. Классификация ЭРД
297
Электро нагревные двигатели не являются ни плазменными,
ни ионными.
В свою очередь, к электротермическим двигателям относят-
ся электронагревные (ЭНД), принадлежащие к классу ЭРД по
определяющему признаку — использованию электрической
энергии для создания импульса. К электротермическим двигате-
лям относятся плазменные электродуговые (ЭДД) и импульсные
плазменные двигатели (ИПД), Которые могут работать в режиме
теплового ускорения. Двигатели с электромагнитным ускорением
плазмы довольно многочисленны. К ним принадлежат линейные
(рельсотроны), коаксиальные сильноточные (КСД), торцевые силь-
ноточные (ТСД) и торцевые холловские (ТХД) двигатели.
По мере увеличения магнитных полей, электрических полей
и снижения концентрации частиц происходит смена механизмов
ускорения: газодинамического (теплового) на электромагнитный
и электростатический. Плазменные двигатели с замкнутым
дрейфом электронов относятся к холловским двигателям и яв-
ляются своеобразным “мостиком” при переходе к электростати-
ческому ускорению ионов, характерному для ионных двигате-
лей. Двойственная трактовка механизма ускорения в этих дви-
гателях позволяет относить их как к электромагнитным холлов-
ским двигателям, так и к двигателям с ускорением ионов
электрическим полем (электростатическим). В чистом виде ус-
корение ионов электрическим полем реализуется в ионных дви-
гателях. К ним относятся ионные двигатели с объемной иони-
зацией (ИДОИ), с поверхностной ионизацией (ИДПИ) и колло-
идные электростатические двигатели (КЭСД).
В последних электрическим полем ускоряются тяжелые за-
ряженные частицы. В представленной на рис.15.12 классифика-
ции указаны времена исследований двигателей и их испытаний
на космических объектах. К ЭРД можно отнести и ряд других
двигателей, использующих электрическую энергию в том или
другом виде, но они не представлены на рис. 15.12, поскольку
находятся в состоянии, далеком от практического использова-
ния на борту КА.
♦
15.4. Основные характеристики ЭРД
Оценить эффективность ЭУ и ДУ как основных систем ЭСУ
можно, только зная взаимосвязь их характерных параметров.
Взаимосвязь параметров или зависимость одного из них от
совокупности остальных является характеристикой рассматрива-
емого объекта, в частности ДУ или ЭРД.
Основные характеристики ЭРД являются отражением зако-
нов сохранения массы, импульса, энергии, электромагнитного
298
поля. Эти характеристики вместе с их зависимостью от времени
безотказной работы определяют эффективность двигателя и дви-
гательной установки в целом.
Рассмотрим основные характеристики ЭРД.
Тяговая характеристика двигателя. В самом общем виде
тяга двигателя определяется совокупностью действующих сил
на единицу массы (объема):
Р = Jpds + J (j х В)^ dV + J enEz dV. (15.38)
SV .v
Поскольку в ускоряемой плазме или в потоке частиц могут
присутствовать частицы различной массы и заряда , необходимо
учитывать это обстоятельство.
Так как полное давление в потоке плазмы равно сумме пар-
циальных давлений р = ре + pt , а ре = пе kTe и pt = nt kTt , то при
Т(, » Tj можно считать, что полное давление определяется элек-
тронным давлением.
Соответствующая тяга от объемных электромагнитных сил
как сила, действующая на единицу объема проводника с током,
не зависит от состава этого проводника. Электростатическая со-
ставляющая тяги, характерная для ионного двигателя или не-
которых характерных областей в плазменных двигателях, зави-
сит от состава частиц каждого вида, составляющего массовый
расход
k
m = У \ mivi nt f(y> dS , (15.39)
L = 1
где i , ..., k — вид частиц; S — поперечное сечение потока;
Ди.) - функция распределения частиц по скоростям.
Из уравнения сохранения импульса следует
Р = m v. , (15.40)
где пЭф — среднемассовая эффективная скорость истечения, учи-
тывающая разброс частиц, которые составляют тягу, по скорос-
тям, и расхождение вектора скорости по углу.
В общем виде тягу ЭРД можно представить в виде
P = F(m,j,B,U,r,t) (15.41)
как функцию многих параметров (Г — геометрические размеры
электродной системы; U —разность потенциалов; t — время работы).
Вольт-амперная характеристика двигателя. Вольт-амперная
характеристика отражает закон сохранения энергии. Совмеще-
ние ВАХ двигателя и энергоустановки определяет возможные
299
рабочие режимы двигателя как потребителя электрической
энергии. Зависимость необходимой разности потенциалов от
тока разряда и других параметров, характеризующих двигатель,
определяется функцией
U = 0 (J , in , В , Г , t) .
Аналитическое определение разности потенциалов сопряже-
но со значительными трудностями, связанными с неизбежными
потерями в связи с неточным учетом различных процессов по-
лучения и ускорения потоков плазмы и заряженных частиц.
Поэтому ВАХ двигателя проще определить, используя ба-
лансы затрат энергии в двигателях.
В потенциальном электрическом поле мощность, потребляе-
мая двигателем, будет
п
N=UJ = ^Nif (15.42)
i = l.
п
где Nt — сумма всех затрат энергии, которые необходимы
i = l
для реализации процессов, происходящих в двигателе.
Отсюда следует, что разность потенциалов определяется как
. п
(15.43)
i = 1
Величина — является вольтовым эквивалентом затрат энер-
J
гии на реализацию конкретного процесса (не путать с физичес-
кой разностью потенциалов).
Это есть та часть разности потенциалов, которая необходима
для данного рассматриваемого явления.
Мощность, потребляемая двигателем, расходуется на диссоциа-
цию и ионизацию рабочего тела, на ускорение потока, излучение
плазмы, на нагрев катода, создание внешнего магнитного поля,
на излучение анода и устройства в виде катодов-компенсаторов.
Уже было отмечено и в дальнейшем будет показано, что
энергетические потери можно также оценить ценой электрона
Се или ценой иона С. , единицами измерения которых являются
эВ/част, или Дж/А.
Совместный анализ тяговых и вольт-амперных характеристик
приводит к некоторой обобщенной характеристике двигателя.
300
Характеристика эффективности двигателя. Как уже было
показано в гл. 3 и будет подробно рассмотрено в гл.20 и 21,
эффективность двигателя определяется его воздействием на ЛА
— на полезную нагрузку, время и надежность полета, стои-
мость выполнения поставленной задачи и т. п. параметры.
Эффективность самого двигателя или двигательной установ-
ки определяется функцией
Лт VC-^уд) *
(15.44)
Поскольку удельный импульс двигателя определяется как
Р
1уд = , а тяговый КПД Т|т = , то представленная зависи-
мость определяет эффективность использования единицы массы
и эффективность использования электрической энергии для со-
здания импульса.
Для определения эффективности затрат электрической энер-
гии для создания импульса часто используется зависимость
AT PI Т
! ±_УД_ = 1УД Вт/Н.
т Р 2цтР 2т|т 7
(15.45)
Максимум тягового КПД или минимум цены тяги G^ при
заданном удельном импульсе определяет соотношение между
вводимыми энергией и массой в двигатель.
Аналогом такого оптимального соотношения в жидкостных
ракетных двигателях, где и энергия, и масса вводятся с массо-
вым расходом компонентов топлива, является соотношение ком-
т0
понентов Y = —— .
Л ТПр
В импульсных плазменных двигателях необходимо учитывать
изменения массового расхода и подводимой энергии со временем.
Суммарный импульс двигателя
t
• = J P(t) dt .
0 '
Соответственно удельный импулье будет
УД
р.т
(15.46)
(15.47)
При периодической (частотной) работе импульсного двигате-
ля суммарный импульс определяется сумой импульсов
301
n t
1 0
(15.48)
Для импульсных двигателей при малой длительности им-
пульса £~10-б + 1(Г4 с характерной величиной является не мощ-
си2
ность, а энергия Q = ..-т— Дж, запасенная в накопителе (конден-
Zu
саторе), и энергетический коэффициент полезного действия оп-
ределяется как отношение кинетической энергии массы, выте-
кающей из двигателя, к энергии, запасенной в накопителе:
Mv2
Т| =--? .
сиг0
(15.49)
Масса рабочего тела, ускоряемого в ИПД, также является
функцией подводимой к нему энергии и времени.
При оценке эффективности двигательной установки с ЭРД
необходимо учитывать массу системы хранения и подачи рабо-
чего тела, системы преобразования параметров электрической
энергии, входящей, как правило, в ДУ системы автоматическо-
го управления параметрами ДУ, и т.д.
Кроме того, необходимо учесть и затраты на функциониро-
вание всех вспомогательных систем в ДУ.
Тогда удельный импульс ДУ будет меньше и определится как
h
(15'
Полный тяговый КПД двигательной установки соответствен-
но будет
PI
Пй=2^- <16.51)
2j
Весьма важной характеристикой ЭРД как двигателя малой
тяги с большим временем работы является надежность двигате-
ля. Аналогично зависимостям, рассмотренным выше, надеж-
ность двигателя можно представить в виде функции надежности
P = (15.52)
k — фактор, определяемый конструктивными особенностями,
используемыми материалами и технологией.
Надежность определяется накоплением изменений в двига-
теле и проверяется при проведении экспериментов и испытаний
на рабочих режимах.
302
Глава 16. Двигатели с газодинамическим (тепловым)
ускорением рабочего тела
В семействе двигателей с газодинамическим (тепловым) ус-
корением рабочего тела различают три основные характерные
группы.
Химические ракетные двигатели больших тяг обеспечивают
вывод космических аппаратов с поверхности Земли на опорные
околоземные орбиты с последующим перелетом в заданную
точку космического пространства двигателями третьей ступени.
Если две первые ступени обеспечиваются ЖРД, то третью сту-
пень возможно выполнить в трех различных вариантах.
Помимо ЖРД могут использоваться ядерные ракетные дви-
гатели, обладающие в два-три раза большими удельными им-
пульсами, чем ЖРД, и обеспечивающие поэтому доставку боль-
ших масс полезных нагрузок в космическом пространстве.
Возможно также и использование неядерных двигателей
малых тяг с тепловым ускорением потока также при больших
удельных импульсах, чем ЖРД, для достаточно экономичных,
но и достаточно длительных перелетов.
Химические ракетные двигатели (ЖРД и РДТТ) рассматри-
ваются в отдельных специальных курсах с учетом процессов го-
рения топлива и не рассматриваются в настоящем учебнике. В
то же время общность теплофизических процессов, происходя-
щих в ядерных реакторах двигательных и энергетических уста-
новок, возможности совмещения функций двигателя и энергоус-
тановки в бимодальных схемах приводят к необходимости рас-
смотрения ядерных ракетных двигателей в данной главе.
16.1. Ядерные ракетные двигатели с твердой
активной зоной
Принципиальным преимуществом ЯРД по сравнению с
ЖРД является возможность использования однокомпонентного
рабочего тела с минимальной молекулярной массой, что при
прочих равных условиях обеспечивает максимум удельной тяги
двигателя. Так, при использовании водорода удельный импульс
ЯРД может быть более чем в два раза выше удельного импуль-
са химического РД. В связи с этим ядерный двигатель может
обеспечить выполнение той же самой задачи с меньшей массой
рабочего тела, чем масса рабочего тела химического двигателя.
Пятидесятые годы в Советском Союзе являлись годами поиско-
вых работ отдельных групп специалистов, приведших к форми-
рованию идеи создания ЯРД. Объединение усилий коллективов
и придания этим работам официального статуса произошло
летом 1958 года после выхода соответствующего постановления
303
правительства. Научными руководителями разработки ЯРД
были назначены ИАЭ (А.П. Александров), НИИ-1 (В.М. Иевлев)
и ФЭИ (А.И. Лейпунский), конструкторами ЯРД — конструк-
торские бюро В.П. Глушко и М.М. Бондарюка.
Создание отечественного реактора ЯРД базировалось на прин-
ципе гетерогенности и сопряженном с ним принципе модульности
активной зоны, в отличие от принятой в американской программе
концепции использования гомогенного реактора.
Определили этот выбор принципиальные преимущества гете-
рогенной концепции активной зоны перед гомогенной. Они
могут быть сформулированы следующим образом:
— процесс нагрева рабочего тела в реакторе довольно полно
может быть воспроизведен в единичной ячейке активной зоны.
Тем самым несоизмеримо по сравнению с гомогенным реакто-
ром упрощается и удешевляется технологическая и эксперимен-
тальная отработка основного элемента активно!! зоны — тепло-
выделяющей сборки (ТВС);
— существенно расширяется перечень материалов, допуска-
емых к использованию в конструкции;
— уменьшается доля конструкций, работающих в зоне вы-
соких температур (выше 2000 К);
— испытания одной или нескольких тепловыделяющих сбо-
рок могут быть проведены в составе высоконадежных исследо-
вательских реакторов, что несравненно безопаснее, чем испыта-
ния полноразмерного впервые созданного реактора. К тому же
становится возможным использование уже существующей реак-
торной экспериментальной базы;
— существенно расширяются возможности использования
высокоэффективных замедляющих материалов с обеспечением
соответствующего температурного режима замедлителя;
— упрощается решение проблемы физического (например,
за счет изменения концентрации топлива) и гидравлического
профилирования активной зоны, которые обеспечивают миними-
зацию температурных неравномерностей и максимальную темпе-
ратуру рабочего тела.
Определяющий конструкцию реактора ЯРД принцип пред-
полагал, что экспериментальная отработка реактора должна
проводится поэлементно (ТВС, замедлитель, отражатель, корпус
и т. д.). Этот принцип обеспечивает минимизацию затрат на
комплексные испытания реактора. Принципиальная схема ЯРД
с твердой гетерогенной активной зоной реактора показана на
рис. 16.1.
Реакторы ЯРД существенно отличаются от реакторов других
типов. Основное требование к ним — минимально возможные
габариты и масса. Это обусловливает необходимость больших
304
Рис. 16.1. Принципиальная
схема ЯРД РД-0410 с
тягой Р = 3,6 104 Н
.энергонапряженностей в единице
объема активной зоны (на порядок
выше, чем в других реакторах).
Реакторы ЯРД работают при вы-
соких (несколько миллионов кило-
ватт) уровнях мощности и потоков
тепловых нейтронов (~ 1015 1/(см2 с)).
Переход с одного уровня мощности
на другой, в том числе с физичес-
кого уровня на номинальный, дол-
жен происходить быстро (за доли
минут).
Динамические реакторные ис-
пытания тепловыделяющих элемен-
тов сборок для изучения поведения
материалов и конструкции при бы-
стро протекающих переходных про-
цессах, в номинальных и аварий-
ных режимах работы проводились
на импульсном графитовом реакто-
ре ИГР, сооруженном ИАЭ и НИКИЭТ (Научно-исследователь-
ский конструкторский институт энерготехники).
Ресурсные испытания ТВС реакторов ЯРД различной мощ-
ности с натурными параметрами проводились на реакторе
ИВГ-1, разработанном ИАЭ, НИКИЭТ и ПНИТИ. Активная зона
реактора формировалась из тепловыделяющих сборок реакторов
ЯРД, а параметры работы реактора при испытаниях были иден-
тичны параметрам работы реактора ЯРД.
Стендовый вариант реактора ЯРД минимальных размеров —
реактор ИРГИТГ — был создан КБ Химавтоматики (КБХА),
Научно-исследовательским институтом тепловых процессов
(НИИТП), ФЭИ и ПНИТИ. Его основные отличия от летного за-
ключаются в наличии системы расхолаживания реактора газо-
образным водородом и азотом.
Основу ТВС всех разрабатываемых реакторов ЯРД составля-
ют нагреваемые секции из стержневых спиральновитых плас-
тинчатых твэлов с размером поперечного сечения по окружнос-
ти 2 мм. Такой профиль по результатам многопараметрического
анализа оказался оптимальным.
Керамические материалы — карбидные и карбонитридные
композиции стали главными материалами всех узлов ТВС: твэ-
лов, теплоизоляции, силовых элементов конструкции, сопел.
Завершающим этапом отработки ТВС явились испытания на
реакторах ИГР, ИВГ-1 и ИРГИТ. При динамических испытани-
305
ях на реакторе ИГР плотность тепловыделения в испытываемых
твэлах достигала 30 кВт/см3, температура и скорость нагрева
водорода — 3100 К и 1350 -5-1000 К/с соответственно. Многие
образцы испытывались многократно, время одного цикла варьи-
ровалось от 5 до 100 с. При ресурсных испытаниях на реакторе
ИВГ-1 было испытано около 300 ТВС, более чем 10 модифика-
ций. Плотность объемного тепловыделения в твэлах достигала
20 кВт/см3, температура и скорость нагрева водорода — 3100 К
и 150 К/с соответственно.
Таким образом, тепловыделяющие сборки реактора ЯРД
прошли полный цикл экспериментальной наземной обработки.
В полном объеме была проведена отработка также и других бло-
ков реактора ЯРД на стендах и исследовательских реакторах.
Выполненные НИОКР позволили успешно спроектировать
ЯРД тягой 4 104 и 4 • 105 Н (КБХА, НИИТП, ИАЭ) и другие
ЯРД (рис. 16.1), а также предложить технологии ЯРД, которые
наряду с двигательными импульсами могут вырабатывать
электроэнергию мощностью порядка мегаватта.
В ЯРД как тепловых двигателях с газодинамическим уско-
рением тяга определяется по формуле, полученной для ЖРД:
Р = mv +F.(p.~ р2\.
А удельный импульс
г -IL
УД т *
Характерная величина удельного импульса разработанных
ЯРД с тягой 4 10б Н (40 тонн) и 3,6 • 104 Н (3,6 тонны) при
температуре водорода 3000 К составляет
= 9 • 103 м/с.
В некоторых концепциях полета к Марсу, разрабатываемых
в США,' предусматривается использование ЯРД в сочетании с
электроракетными двигателями.
16.2. Ядерные ракетные двигатели
с газофазной активной зоной
Ограничение максимально возможной температуры в ЯРД с
твердой активной зоной влияет на максимальную величину
удельного импульса. Естественное стремление к увеличению скорос-
ти истечения привело к идее создания ЯРД с существенно более
высокими температурами, достигающими (20 -ь 30) • 103 К. При
таких температурах активной зоны делящееся вещество в виде
235U или 23flPu будет находиться в состоянии частично ионизо-
306
ванного газа (плазмы). Разработка схем подобных двигателей и
экспериментальное подтверждение возможности их создания по-
требовали решения множества физико-технических проблем. Огра-
ниченность размеров ракетоносителей по миделю повлияла на ве-
личину приемлемых размеров активной зоны газофазного реакто-
ра, определяющих поперечные размеры двигателя.
Критическая масса делящегося вещества составляет
^кр = (Р— плотность делящегося вещества, V объем).
Стремление уменьшить объем активной зоны неизбежно ведет к
повышению плотности среды, т. е. к повышению рабочего дав-
ления в этом объеме. Оценки показали, что при диаметре ак-
тивной зоны d = 2 4- 3 м давление может достигать 500 4- 1000
атмосфер (50 -ь 100 МПа).
Делящееся вещество и продукты его распада не могут быть
использованы для создания импульса тяги по двум основным
причина'м: радиоактивное заражение окружающего пространства
и космического аппарата и низкий удельный импульс вследст-
вие высокой молекулярной массы осколков деления и непроре-
агировавшего вещества. Это приводит к необходимости исполь-
зования в качестве рабочего вещества, создающего тягу, водорода
и обеспечения при этом минимально возможного взаимодействия
этого водорода с продуктами, содержащимися в активной зоне.
Это условие требует решения физико-технической проблемы
подавления процессов смешения водорода с плазмой активной
зоны за счет турбулентности и теплопроводности, а также обес-
печения интенсивного нагрева водорода до высоких температур
при одновременном интенсивном охлаждении стенок конструкции.
Низкая способность водорода поглощать излучение привела
к необходимости ввода в водород легкого рабочего тела с боль-
шим коэффициентом поглощения излучения из активной зоны.
Таким рабочим телом является литий, незначительно увеличи-
вающий молекулярную массу продуктов истечения.
Одновременно с этим легкоионизируемая присадка к рабочему
телу способствовала улучшению характеристик МГД- генераторов,
устанавливаемых на сопле двигателя и необходимых для обеспе-
чения магнитной изоляции и удержания плазмы в активной зоне.
Одна из возможных схем двигателя с газофазным ядерным
реактором (ГФЯРД), разработанная в НПО “Энергомаш”, пред-
ставлена на рис. 16.2. Предполагаемые расчетные параметры в
двигательном режиме таковы: тяга 17 • 104 Н, удельный импульс
/уд = 20 км/с.
Сложность физико-технических проблем на пути создания
подобных двигателей, проведения натурных испытаний как от-
307
:ВЙй:
:ЗЙИ(МХ®а
Застойная
Система
под этан
прксадск к
водороду
система
1ШГМИТН0Й
сггабилизяцни
••[Сжима. отдачи
вдфиого горючего
Хй-нв ад вод<раднФГо
тдода)____________
CM
жяздкогсг
Рис. 16.2. Схема двигателя с газофазным ядерным реактором
Светим псамм
j яаифпзшгп аавгалпа.
зона ЯГ
дельных элементов и подсистем, так и всей двигательной уста-
новки в целом, привели к тому, что подобные двигатели пока
не созданы. В США проводимые исследования и разработки
аналогичных систем также не доведены до создания демонстра-
ционных моделей,
16.3. Электроракетные двигатели с тепловым
ускорением рабочего тела
Двигатели с газодинамическим (тепловым) ускорением рабо-
чего тела просты с точки зрения процессов, обеспечивающих’
преобразование электрической энергии в кинетическую энергию
потока. Нагрев рабочего тела происходит за счет джоулева
тепла, выделяемого либо в проводнике, нагреваемом током
(ЭНД), либо в газовом разряде, где проводником служит само
рабочее тело. Основные потери энергии обусловлены джоулевы-
ми потерями в электрической цепи и излучением нагретых эле-
ментов конструкции, а также потерями энергии с энтальпией
вытекающего газа. Соотношение между потерями энергии зави--
сит от схемы двигателя и организации рабочего процесса в нем.
Основные схемы двигателей. Различие в схемах электротер-’
мических двигателей определяется организацией процесса под-
308
води тепла к рабочему телу. В элоктронагревных ЭРД, где уро-
вень макси мольных температур рабочего тела ограничен темпе-
ратурой омического сопротивления (нагревателя), основную
роль играет конвективный теплообмен между нагретыми по-
верхностями элементов двигателя и омывающим их рабочим
телом. Поэтому одним из основных требований к конструктив-
ной схеме ЭПД является обеспечение развитой поверхности на-
гревателя и уменьшение потерь энергии за счет излучения эле-
ментов конструкции. Снижение потерь с излучением достигает-
ся установкой системы экранов.
Принципиальная схема электроиагревного двигателя показа-
на на рис.. 16.3. Нагревателем может служить пористое тело. В
двигателях, использующих эффект выделения тепла при ката-
литическом разложении некоторых рабочих тел, поверхность
элементов, составляющих пористое тело, покрыта тонким слоем
катализатора. В этих термокаталитических двигателях сущест-
венно снижаются затраты электрической энергии на единицу
тяги (цена тяги).
Рис. 16.3. Пргтципиальная схема
электронагревного двигателя
(ЭНД):
1 — корпус; 2 — сопло;
3 — электронагреватель;
4 — катализатор;
5 — камера нагрева рабочего тела;
6 — теплоизоляция
Однако снижение цены тяги достигается в этом случае
уменьшением удельного импульса. Более высокие удельные им-
пульсы неизбежно требуют повышения температуры за счет не-
прерывного расходования электрической энергии, что реализу-
ется в ЭТД. ' • -
Принципиальная схема электротермического двигателя
представлена пп рис. 16.4.
Рабочее тело в виде газа или пара подается в область дуго-
вого разряда, где ионизуется и нагревается до высокой темпе-
ратуры, а затем ускоряется в газодинамическом сопле.
Рис. 16.4. Принципиальная схема
электротермического
( электроду гового) двигателя;
1 — катод; 2 — изолятор;
3 — анод-сопло
309
Ввод рабочего тела в газоразрядную камеру может осущест-
вляться различными способами: сквозь поверхность катода
через одно или множество отверстий в нем, через щелевой зазор
между катодом и изолятором, тангенциально к внутренней по-
верхности камеры, через отверстия или щели в боковой поверх-
ности камеры и т. д. Каждый из этих способов имеет свои пре-
имущества и недостатки.
Независимо от механизма нагрева рабочего тела процессы
ускорения в электротермических двигателях обладают общнос-
тью. Ускорение потока определяется газодинамическими сила-
ми. При отсутствии диссипативных факторов в уравнениях им-
пульсов и энергии скорость истечения может быть определена
интегрированием этих уравнений. Из уравнения импульсов сле-
дует + J = const. В зависимости от вида взаимосвязи р = Др)
2 Р
получаем различные значения скорости истечения. В наиболее
общем случае политропического процесса, когда р = const • рп , ве-
личина скорости истечения определяется формулой
- \ о п
v = N 2-----
п — 1
ВТ 1-
Л
Ра
Рк
* Jtt
(16.1)
п
на срезе сопла. .
где рк - давление в камере; р& - давление
Скорость истечения можно получить из уравнения энергии.
Поскольку величина энтальпии i = cn Т = —--— RT= - --, то,
р k - 1 (ft - 1) р
подставив эту величину в (16.1), где п = k, получим выражение
скорости v = - i2 .
Определить КПД двигателя
^иэф
Т1~ 2N *
Величина КПД существенно
мена с элементами конструкции
При истечении плазмы потери,
могут значительно уменьшить КПД двигателя.
Тяга определяется известной зависимостью, характерной для
всех ракетных двигателей с газодинамическим ускорением потока.
Поскольку давление окружающей среды рн = 0, то
можно с помощью отношения
зависит от процессов теплооб-
и условий истечения из сопла,
связанные с неравновесностью,
Р = mv + Fa р.
а а а ’
(16.2)
где т - расход рабочего тела; F& - площадь выходного сечения
сопла.
310
Электронагревные двигатели. В электронагревных двигате-
лях основное внимание необходимо уделять организации подвода
тепла к рабочему телу, выбору параметров, характеристик и ма-
териала нагревателя, выбору рабочего тела и давления в камере
нагрева и снижению потерь энергии в элементы конструкции.
Величина удельного импульса в ЭНД ограничена максимально
допустимой температурой омического сопротивления. Создание
высокотемпературных нагревателей с большим ресурсом работы и
стабильными характеристиками является одним из путей повыше-
ния эффективности ЭНД. В зависимости от уровня температуры и
состава рабочего тела в качестве материалов для нагревателей
могут быть использованы тугоплавкие металлы (W, Re, Мо, Та,
Nb) и их сплавы, а также композитные материалы на их основе
в сочетаниц с карбидами, нитридами, силицидами и другими со-
единениями металлов, способные работать при высоких темпера-
турах. При применении композитных материалов особое внимание
следует уделить зависимости удельного сопротивления от темпера-
туры и стабильности их характеристик во времени.
Условия теплообмена и выбор давления в камере нагрева
достаточно жестко взаимосвязаны. В ЭНД основную роль играет
конвективный теплообмен. Конвективный тепловой поток про-
порционален массовой скорости газа: q ~ ро. При ограниченных
объемах камеры и поверхностях теплообмена его интенсифика-
ция требует увеличения либо скорости, либо плотности газа.
При малых расходах рабочего тела, характерных для ЭРД, уве-
личение скорости потока требует уменьшения проходных сече-
ний, что ведет к росту гидравлических потерь. Увеличение
плотности (давления) неизбежно приводит к уменьшению кри-
тического сечения сопла. Очень малые диаметры критического
сечения неприемлемы по следующим причинам:
1) усложняется технология изготовления, повышаются тре-
бования к точности и чистоте поверхности; 2) требуется селек-
тивный подбор двигателей для обеспечения поддержания тяги в
пределах допуска (особенно для двигателей ориентации); 3) су-
щественно изменяются параметры двигателя в процессе эксплу-
атации вследствие изменения размеров критического сечения.
Малые расходы наиболее характерны для двигателей ориен-
тации. Например, при тяге Р = 5 • 10“ 2 10“ 1 Н и удельном им-
пульсе 1уд = (2 + 2,5) • 103 м/с расход т = (5 2) • 10" 6 кг/с. В этом
случае диаметр критического сечения 4?кр < 1 мм.
Снижение давления в камере нагрева позволяет несколько
увеличить dKp , но приводит к увеличению толщины погранич-
ного слоя в сопле и росту потерь на трение.
. 311
Рабочими телами ЭНД являются аммиак NH3 и гидразин N2H4.
Несмотря на дополнительные затраты электрической энергии на
разложение молекул аммиака, он менее токсичен и хранится в
жидком состоянии в баках при давлении р - 2,6 МПа и темпе-
ратуре Т < 333 К. Простая система хранения и подачи рабочего
тела и энергоснабжения аммиачных ЭНД, разработанных в
НИИ энергомеханики (ВНИЭМ), г. Истра, успешно эксплуати-
руется на космических аппаратах “Метеор-Природа”, “Метеор”,
“Ресурс-О" и ”Электро-1" (геостационарная орбита) с 1980 года.
Основные параметры двигателя ВНИЭМ (ДЭН-15), работающего
на аммиаке, приведены в табл. 16.1.
Таблица 16.1
Тяга, Н 0,05—0,3
Давление на входе, МПа 0,2—0,5
Расход рабочего тела, мг/с 18—105
Потребляемая мощность, Вт 50—1000
Удельный импульс, Н • с/кг 2000—2900
Масса, г 250—300
• Габариты, мм 165 х 65 X 55
Гарантированное число включений 2 104
Основные параметры гидразинового двигателя, предназначен-
ного для ориентации и стабилизации КА, приведены в табл. 16.2.
Таблица 16.2
Тяга, мН 530—96
Удельный импульс, Н • с/кг 1760—2200
Энергопотребление, Вт 3,3—4,5
Срок эксплуатации КА, лет 10
Стадия отработки Принят к эксплуатации в составе КА SESAT с марта 2000 г.
312
Термокаталитический эффект при разложении гидразина по-
зволяет уменьшить затраты электрической энергии на нагрев
продуктов разложения N2H4, что особенно важно при малой
мощности бортовой энергоустановки легких малогабаритных
спутников.
Электронагревные двигатели целесообразно использовать на
аппаратах с относительно малым временем активного дейст-
вия или в условиях малых возмущений, когда двигатели ори-
ентации. и коррекции включаются , редко. Низкая цена тяги
позволяет использовать ЭНД на аппаратах с малой энерговоо-
руженностью. Основные параметры разработанных ЭНД таковы:
тяга Р = 10" 2 4- 10“ 1 Н (ориентация) и 10” 1 ...1 Н (коррекция)
при 7уд = (1,8 + 2,5) • 103 м/с и Т| = 0,5 + 0,7.
Электродуговые двигатели. Электро дуговые двигатели (ЭДД)
являются электротермическими плазменными двигателями, в
которых плазма образуется в сильноточном дуговом разряде.
Интенсивность процесса ионизации и ускорения потока опреде-
ляется подводом энергии к единице объема. Основными состав-
ляющими потерь энергии являются потери на электродах и с
энтальпией плазмы, вытекающей из двигателя. Основную долю
плотности теплового потока в катод создают ионы, бомбарди-
рующие его поверхность: qik = ц [UK + (pz- - (рк ]. Отвод энергии с
поверхности катода происходит электронами термоэмиссии, из-
лучением поверхности катода и теплопроводностью в тело като-
да^ Непосредственно потерями энергии на катоде являются по-
тери с излучением и теплопроводностью. Температура поверх-
ности катода достигает 3000 К.
Тепловой поток, приносимый ионами на поверхность като-
да, соизмерим с тепловыми потоками в стенке камер сгорания
ЖРД. При использовании газов, у которых потенциал иониза-
ции (р- = (12 + 15) В и катодное падение потенциала UK - (2 + 3)(р;.,
при плотности ионного тока jt = 20 А/см2 и потенциале работы
выхода катода (р = 5 В получим qix, « 800 Вт/см2. Однако боль-
шая часть этого потока компенсируется за счет термоэмиссии элек-
тронов qe = jp (рк . Плотность электронного тока составляет около
80% полной плотности тока. При jg = 80 А/см2 дек = 400 Вт/см2.
Остальная часть энергии излучается и отводится теплопровод-
ностью. При температуре катода Тк — 3000 К и степени черно-
ты его поверхности Е = 0,3 + 0,4 лучистый тепловой поток
7Изл ~ 300 Вт/см2. Таким образом, около 100 Вт/см2 отводится
теплопроводностью. Вольтовый эквивалент потерь энергии на
313
АТ/ 7ИЗЛ + _ гх т-1
катоде составит АС/ =----:---~ 4 В. Это завышенная оценка. В
7
действительности эта величина составляет 1—3 В. Не следует
путать катодное падение потенциала, определяющее энергозат-
раты в прикатодной области на ионизацию и нагрев электронов,
с вольтовым эквивалентом потерь энергии на катоде. Плотность
2kTe
---- + ДП
е а
анода: <?еа « je
теплового потока, приносимого электронами на поверхность
. При плотности тока je = 10 А/см2;
k Те
потенциале работы выхода анода (р (4....5) В; —-=2 В и
u в
ДГ7а = 0 <7^ = (70...80) Вт/см2. Конвективный тепловой поток,
обусловленный взаимодействием ионов и атомов с поверхностью
анода, существенно меньше, так как в ЭДД давление плазмы в
сопле-аноде рк < 103 Па. Поскольку при малых расходах рабоче-
го тела регенеративное охлаждение анода неэффективно, отвод
тепла осуществляется излучением. Для сброса теплового потока
в 70 -5-80 Вт/см2 требуется уровень температур Т « 2500 К. Не-
смотря на меньшую величину плотности теплового потока, при-
ходящего в анод двигателя, вольтовый эквивалент потерь энергии
на аноде выше, чем на катоде. При Д17а = 0 ДПа ~ 4,5 + 4 ~ 8,5 В,
т. е. почти в три раза превышает величину Д17к . Увеличение
удельного импульса требует повышения температуры плазмы в
дуговом разряде, что возможно при увеличении энерговыделения
в единице объема. Одновременный рост плотности тока и напря-
женности электрического поля необходим не только для повыше-
ния температуры плазмы, но и для обеспечения устойчивой рабо-
ты двигателя совместно с энергоустановкой. Вольт-амперные ха-
рактеристики источников энергии U(J) падающие. Особенностью
дуговых разрядов в газе является наличие падающей ветви вольт-
амперной характеристики в достаточно широком диапазоне изме-
нения тока разряда. Для устойчивой работы дугового разряда в
двигателе необходимо иметь возрастающую вольт-амперную ха-
рактеристику нагрузки. Из уравнения баланса мощности следует
. 2 п
UJ = ^f- + mi + Y ^пот
i - 1
п
где 2L ^пот — потери энергии в двигателе. Это уравнение по-
i - 1
называет, что подводимая мощность расходуется как на увели-
314
чение кинетической энергии и энтальпии потока, так и на со-
путствующие этому потери. И то, и другое способствует улуч-
шению условий устойчивости горения разряда. Но обеспечение
устойчивости ценой роста потерь энергии — мера вынужденная
и непригодная для организации рабочего процесса в двигателе
с высокой эффективностью.
Способы организации рабочего процесса в плазменных дви-
гателях и источниках плазмы, способствующие обеспечению их
устойчивости (стабильной) работы, часто называют способами
стабилизации газового разряда. Понятие “стабилизированный
разряд” имеет двоякий смысл: стабилизированный по рабочей
точке на вольт-амперной характеристике и стабилизированный
по геометрии токопроводящего разрядного канала.
Обычно употребляются такие способы стабилизации разря-
да: 1) введение балластного сопротивления во внешнюю элект-
рическую цепь; 2) ограничение канала дугового разряда охлаж-
даемыми стенками; 3) струйная или вихревая стабилизация
газом; 4) формирование канала разряда магнитными полями.
Возможны комбинации указанных способов. При введении со-
противления в электрическую цепь последовательно с разрядом
часть подводимой мощности; равная J3 , тратится на нагрев
этого сопротивления. Анализ кривых на рис. 16.5 показывает,
что значительная часть падения потенциала (затрат энергии)
приходится на внешнее сопротивление. При ограничении диа-
метра канала дуги охлаждаемыми стенками рост' напряжения с
увеличением тока обусловлен двумя основными факторами. Во-
первых, вследствие увеличения плотности тока и, соответствен-
но, джоулева тепловыделения растет как кинетическая энергия
потока, так и его энтальпия. Во-вторых, рост энтальпии сопро-
вождается увеличением потерь энергии в стенки канала за счет
теплопроводности и излучения из плазмы. Увеличение потерь
энергии в стенки канала аналогично введению балластного со-
противления в цепь разряда.
Интенсивность процесса ускорения в канале и КПД двига-
теля зависят от соотношения между полезными затратами на
Рис. 16.5. Волып-амперные
характеристики:
1 — свободно горящей дуги;
2 — источника энергии; 3 — внешнего
омического сопротивления;
4 — двигателя ЭДД с внешним
сопротивлением; I — точка
устойчивого режима; II — точка
неустойчивого режима работы
315
увеличение кинетической энергии и потерями на единице
длины канала разряда. Вследствие роста температуры проводи-
мость плазмы также растет, поэтому джоулево тепловыделение
Рис. 16.6. Вольт-амперные
характеристики
электродуговых двигателей
со стабилизированным разрядом
по длине канала уменьшается. В
то же время увеличение градиента
температур между плазмой и стен-
кой приводит к увеличению отвода
энергии. Из этих рассуждений сле-
дует, что существует ограничение
максимальной величины энталь-
пии потока и длины канала, т. е.
наступает такой момент, когда
весь прирост энергии на единице
длины канала отводится в стенки.
Аналогичным образом влияет
увеличение расхода т рабочего
тела при газовой стабилизации
разряда, так как при этом уменьшается диаметр d токопроводя-
щего канала, растут градиенты температур по радиусу и соот-
ветственно потери энергии. При уменьшении расхода рабочего
тела ниже некоторого значения потребная разность потенциалов
при увеличении тока может возрастать, но этот эффект обуслов-
лен влиянием собственного магнитного поля на плазму, движу-
щуюся в канале. Вольт-амперные характеристики двигателей со
стабилизированным разрядом представлены на рис. 16.6.
Следует отметить, что характеристики нельзя рассматривать
без анализа потерь энергии.
В качестве характерного электродугового двигателя можно
принять ЭДЦ, разработанный и исследованный в институте кос-
мических систем (IRS) Штуттгартского университета, представ-
ленный на рис. 16.7.
Рис. 16.7. Конструкция ЭДД (IRS):
1 — устройство для подвода газа и электроэнергии;
2 — изоляционный фланец fBNJ; 3 — катод fW + 2% ThO2/'
4 — изолятор fBNJ; 5 — узел ввода газа (Мо);
6 — анод-сопло (W +2% Th.O2)
316
Как у всякого теплового двигателя, теоретическая величина
удельного импульса определяется зависимостью
( k Y -,0,5
*УД 2 W-X Wt-i2 J
i = 1 L k J-
k
(16.3)
где W - удельная энергия, подводимая к газу; W] — полные
i = 1
потери энергии в двигателе на 1 кг рабочего тела; i2 — энергия
(энтелытия) газа, вытекающего из двигателя.
Уравнение баланса энергии может быть представлено в виде
mW = + q„ Se + Sa + qK Sa + ml2 + RJ2 , (16.4)
где qe — плотность теплового потока, приносимого электронами
и ионами на электроды; Se — площадь поверхности электродов,
принимающих энергию; q^ — плотность теплового потока с теп-
лопроводностью; 7К — плотность конвективного теплового пото-
ка; Sa — площадь поверхности анода, взаимодействующая с
газом; R — сопротивление
Из уравнений (16.3) и
цепи разряда.
(16.4) следует
Л
_j--------
z т
11 Sn . «к Sa
т
т
0,5
, (16.5)
L к
Тяговый КПД двигателя определяется через удельный им-
пульс
= = (16.6)
’т 2mW 2W 7
Из (16.5) и (16.6) получим
(?е S„ + «1, Sa + Sa + *2 + j2
------------L- (16.7)
Уравнения (16.5) и (16.6) показывают,, что удельный им-
пульс и КПД двигателя существенно зависят от потерь энергии.
’ При работе в широком диапазоне мощностей (удельной энергии)
или тока вольт-амперная характеристика двигателя (ВАХ)
также изменяется. Она имеет три характерных участка измене-
ния напряжения разряда:
1. U = -у — падающая ветвь ВАХ.
317
2. U = С2 — участок постоянного напряжения.
3. U = С3 J — возрастающая ветвь ВАХ.
Как показали эксперименты, вольтов эквивалент (ВЭ) по-
терь энергии на катоде, равный отношению потерь энергии к
л '
току разряда: AZ7K = -у = (1-3) В. Аналогичная величина потерь
энергии для вольфрамового анода при = 1 эВ и при анодном
падении потенциала А?7а = 0 определяется как
2kT
= Фа + —Г ~ 6’53 В- (16-8)
Таким образом, ВЭ потерь энергии в электроды составит
АН = А™ « 9,53 В.
3 и
(16.9)
Следовательно, тяговый КПД на различных ветвях ВАХ
будет
(16.10)
1 1
^2 — 1 р
^2
Sn + mi9 ]
9,53 + -——---ка-----2+JJJ .
9,53 <?% S» + S» + ™2 J
~j~ +---------7--------+ л •
При относительно грубом приближении потери
водностью можно представить в виде
Пз ~ 1 с
из
(16.11)
(16.12)
с теплопро-
CjS& C4J\
а am amFz
(16.13)
где F — площадь поперечного сечения канала разряда.
Плотность конвективного теплового потока можно предста-
вить как
Ск mv2
qK = “4— (16.14)
Тогда потери энергии за счет конвекции будут
4KS^Csmv2 . (16.15)
318
Потери энергии с выходной энтальпией
С6 mJ2
mi„ =------.
2 о
Используя принятую аппроксимацию потерь
КПД двигателя для различных ветвей ВАХ по
(16.10) — (16.12):
(16.16)
определяем
уравнениям
C4J2
9,53J + 4
& । /т * 2
. - + C5mv
G тп F& °
С6 mJ2
+ RJ2
(16.17)
C5mv2
9,53 +----y + —-r-
G mF2 J
u
'4'
Cq mJ
о
+ RJ ;
(16.18)
9,53
о т F2
C5TTW2
t2
Cq in
G
Анализ уравнений (16.17) — (16.19)
на второй ветви ВАХ, где U = const,
минимум;
на падающей ветви ВАХ КПД выше,
(16.19)
что:
показывает
КПД двигателя
имеет
с уве-
диссо-
но уменьшается
личением тока вследствие увеличения затрат энергии на
и роста потерь с теплопро-
циацию и ионизацию рабочего тела
водностью и конвекцией;
на возрастающей ветви ВАХ
асимптотой
КПД растет и ограничен
! 1
'Hl = 1 “ с~
С1
П2 = 1 " тг
с2
_ -1 1
Чз ~ 1 и
Чз
о
С6 т
CA
n = 1---—---
c3 g m F2 OC3
на всех ветвях BAX существует оптимальная величина мас-
сового расхода, при которой КПД двигателя максимален;
в электродуговых двигателях традиционных схем увеличе-
ние удельного импульса сопровождается уменьшением КПД
вследствие превышения потерь энергии над приращением ки-
нетической энергии. Потери энергии с теплопроводностью и
конвективным тепловым потоком растут пропорционально l/d4.
Таким образом, уменьшение диаметра канала разряда с целью
£
увеличения и, соответственно, температуры плазмы и удель-
G
ного импульса приводит к снижению КПД до 0,3—0,4 для раз-
личных рабочих тел;
319
л
*
л,
4
4-ifr-10Q jarta
ч—пг= ЗЙяг/с
Н-------(-----
ISO 175 1Д
ly, jkm/q Г
12,00
ll,(Hh
10,00"
9,00
8ДО-
7,00
&WJ
-4-йг=1(Ю мгА
-----<— 1-------1----1----1
0 . 50 МЮ ISO
Удельная мощность
n?fl/ar а
35"
30"
-А-ш=1301п/е
нЧкВГ-ЛЮМГЛ
-+-ш= 3G м/с
25—;-----(-------1------1—----
6,00 7,50 9,(Ю 10,50
Удельный ньшупье
Рис. 16.8. Характеристики
водородного
электродугового двигателя
катода использовать полый катод
использование более лег-
ких рабочих тел приводит к
увеличению вытекания тока
в расширяющуюся часть
сопла, что увеличивает поте-
ри энергии с выходной эн-
тальпией, и снижению
удельного импульса.
Подтверждением приве-
денных выводов являются
характеристики ЭДД, полу-
ченные в Штуттгартском
университете и представлен-
ные на рис. 16.8. Характер-
ные особенности тепловыде-
ления в ЭДД показаны на
рис. 16.9. Подвод тепла со-
ответствует распределению
тока разряда.
Экспериментальные дан-
ные по характеристикам
ЭДД, полученные в США,
Италии, Японии при различ-
ных мощностях (1—10 кВт),
имеют аналогичный харак-
тер. На основании качест-
венного анализа потерь энер-
гии и экспериментальных
характеристик двигателей
можно сделать следующий
вывод:
для повышения удельно-
го импульса и КПД двигате-
ля следует отказаться от
традиционной схемы ЭДД с
стержневым катодом и силь-
но сжатым каналом разряда
в аноде. Вместо стержневого
с нагревом от внешнего источ-
-+-----1—
100 125
Той ’
+ ♦
4
л
к
ника на запуске и последующим нагревом током разряда.
Энергия, подводимая к нагревателю катода, идет на подо-
грев и диссоциацию рабочего тела и обеспечение эмиссии элек-
тронов.
320
Рис. 16.9. Распределение тепловых потоков в электроду говом
. двигателе (ЭДД) (рабочее тело — водород)
Глава 17. Двигатели с электромагнитным ускорением
рабочего тела
17.1. Некоторые особенности стационарных плазменных
течений в электромагнитном поле
При переходе от двигателей с тепловым (газодинамическим)
ускорением к двигателям с электромагнитным ускорением нет
резкой смены одного механизма другим. Напротив, в различ-
ных областях рабочего объема преобладающую роль могут иг-
рать те или иные механизмы ускорения. Это усложняет анализ
рабочих процессов и характеристик двигателей. Поэтому будем
рассматривать упрощенные модели процессов, когда один из ме-
ханизмов ускорения преобладает. Поскольку магнитное поле
может создаваться как токами, текущими в плазме и по электро-
дам, так и внешними источниками — электромагнитами или по-
стоянными магнитами, целесообразно рассматривать двигатели с
собственными и внешними магнитными полями раздельно.
Некоторые особенности стационарных плазменных течений,
характерные для двигателей как с собственными, так и внеш-
ними магнитными полями, можно выявить, анализируя одно-
мерные решения уравнений магнитной газовой динамики.
При- течении плазмы в скрещенных электромагнитных
полях в канале принимаем следующие упрощающие задачу
предпосылки: 1) электрическое и магнитное поля ортогональны;
2) магнитное поле может быть создано токами, текущими по
электродам, или внешним электромагнитом; 3) плазма невяз-
кая, нетеплопроводная, квазинейтральная, изотермичная, прово-
димость плазмы изотропна, состав плазмы постоянный; 4) все
рассматриваемые величины являются функциями только одной
координаты и не изменяются во времени.
321
Таким образом, рассматривается течение плазмы в магнито-
газодинамическом, одножидкостном, одномерном приближении
без учета диссипативных факторов, определяющих потери энер-
гии и импульса.
При соблюдении указанных условий уравнения, определяю-
щие течение плазмы, будут такими:
уравнение постоянства расхода (неразрывности)
pvF = = const; (17.1)
уравнение движения (импульсов) dz dz J ’ уравнение состояния p = p-R?1; обобщенный закон Ома j = о (Е - vB) ; уравнение энергии Pvcp dT vcip _ у2 dz dz ~ о Уравнения (17.1)—(17.5) позволяют получить (17.2) (17.3) (17.4) (17.5) следующее
выражение: С а2'! — — V dv а? dz ~ F dF jB fe- 1 dz p pv 2 О (17-6)
Вводя число М, получаем J dz F dF H jBv k-1 &z pa2 pa2 f (5 (17.7)
Уравнение (17.7) отражает воздействие различных факторов
на изменение скорости потока и представляет уравнение “обраще-
ния воздействий”, соответствующее аналогичному уравнению в га-
зовой динамике. Здесь механическая работа, совершаемая в пото-
ке плазмы, определяется работой объемных электромагнитных
•2
сил /Ви, а подвод тепла - джоулевым тепловыделением . Заме-
су
•2
ним величину в (17.7), используя закон Ома, и получим урав-
сг
некие “обращения воздействий” для скорости потока в виде
М2-1 dv 1 dF <sE2
где П = vB/E = v/v .
322
Аналогичным образом, используя систему уравнений
(17.1)—(17.5), можно получить уравнения вида (17.8) для дру-
гих параметров плазмы:
М2 - 1 dT (k - 1) М2 dF
Т dz ~ F dz +
(fe - 1) cE2
pva2
(1 - П) Й2- 1 |(1 - П) - П1;
2 dF
aE2
v
M2 (k - 1) (1 - П) - III ;
dF _ oE2
dz va2
(17.9)
(17.10)
(17.11)
2 ~ \ dp pM2
1
Уравнения (17.8)—(17Д1) определяют изменение параметров
потока плазмы в зависимости от соотношения между различны-
ми видами энергии в потоке. Их анализ позволяет определить
характерные особенности одномерных течений плазмы в
электромагнитном поле. Рассмотрим эти особенности на приме-
рах простейших частных случаев.
Области течения плазмы в канале постоянного сечения.
Из уравнения (1,7.8) при F = const следует
w2 ^\dv <зЕ2 / __ , ,
— 1 | -у- = —— (1 П) I k П - k + 1
\ (h. 2 7 \
J a* pa V
(17.12)
„ .. / dv
Это уравнение показывает, что знак производной и = ~j~ оп-
Ог&
ределяется величинами М и. П. Ускорение дозвукового потока
X
(/У > 0, М< 1) возможно в двух случаях: 1) П >1; 2) П <—j-—,
1'Z X
а ускорение сверхзвукового потока требует условия 1>П > —.
Замедление дозвукового потока (i/ <0, М < 1) существует в об-
с
I7 X
ласти 1 -И > , а замедление сверхзвукового потока опреде-
ли
fe - 1
ляется двумя условиями: 1) П >1; 2) ——>П > 0. Таким об-
разом, вся область плоскости М—П-координат от М = 0 до
М = и до П = разбивается на шесть характерных зон.
323
Зоны Iя и IIя (рис. 17.1), где П >1, характерны для МГД-
генераторов электрической энергии. Область процессов, харак-
терных для МГД-двигателей, лежит ниже прямой П = 1. В зоне
ускорения дозвукового потока Iя джоулево тепловыделение
больше работы объемных электромагнитных сил, что и опреде-
ляет увеличение скорости потока. В зоне I6 эти факторы меня-
ются местами, и сверхзвуковой поток продолжает ускоряться.
Зона II'* характерна тем, что в дозвуковом потоке подвод энер-
гии за счет работы объемных электромагнитных сил преоблада-
ет над джоулевым тепловыделением. Это приводит к компрес-
сорному эффекту. Скорость потока уменьшается, а давление
растет. В зоне IIя, где число М > 1, торможение потока обуслов-
лено преобладанием подвода тепла над работой объемных
электромагнитных сил.
Рис. 17.1. М - TL-диаграмма процессов течения плазмы
в электромагнитных полях в канале постоянного сечения
зоны ускорения М > О
На границах областей ускорения и замедления, определяе-
мых прямыми П = 1 и П = ускорение потока равно нулю
ft
(и' = 0). Точки возможного перехода через скорость звука опре-
деляются пересечением этих прямых с прямой М = 1.
Из уравнения (17.12) следует, что при непрерывном измене-
нии скорости v' > О и М = 1 (1 - П) (k П - k + 1) = 0.
В результате получаем два значения П, которые назовем
критическими по аналогии с газовой динамикой, где критичес-
ким сечением называется сечение канала, в котором М = 1
- 1
Пкр1 =—-— Пкр2 = 1 * Вторая критическая точка характерна
324
для течения плазмы со скоростью, равной скорости дрейфа,
когда нет взаимодействия потока с электромагнитным полем
(П = 1; v = идр ; j = 0).
. Для более полного выяснения характера протекания процес-
сов ускорения и замедления потока плазмы рассмотрим измене-
dM. 1 dv v dT
ние чисда М: = ~ ~dz ~~ ~2Т ~dz * Подставив в это выражение
величины и' и Т
из (17.8) и (17.9) при F = const, получим
/, ,2 _ 1
1V1 А у о
I ) dz 2ра3
(1 - П) ИТ Г2 + (k - 1) М2'
-(/г - 1) fl +feM2j
Течение плазмы в канале постоянного сечения с постоянным
числом М по длине канала (М' = 0) возможно при двух услови-
ях: 1) /гП [2 + (/г - 1) М2 - (/г - 1) fl + Ш2)]= 0; 2) П = 1. Первое
условие определяет зависимость П = ДМ), при которой число М
по длине канала остается постоянным:
k-1 . 1+/гМ2
k 2 + (k - 1) M2 *
(17.13)
Все процессы течения плазмы с сохранением числа М по
длине канала ,(М'= 0) определяются точками на кривой (рис. 17.1),
соответствующей уравнению (17.13), и точками на прямой П=1.
Характерной особенностью является то, что при любых процес-
сах с переходом через кривые М'(з) = 0 в плоскости М-П-коор-
с/М Л
динат производная -ууу = 0-
Анализ показывает, что в зоне ускорения сверхзвукового
k ~ 1
потока (М > 1; 1 > П >—:—) над кривой М'(г;) = 0 поток ускоря-
ется с увеличением числа М, под кривой — с уменьшением
k-1
числа М. В зоне Г (М<1; 0<П<—&—) характер изменения
числа М при переходе через кривую М'(^) = 0 меняется на про-
тивоположный. Кривая М'(г) = 0 и соответствующие зоны пока-
заны на рис. 17.1.
Кривые T'(2f)=0; р'(0) = О; p'(z)=0, как частные случаи
политропных процессов, показаны на рис. 17.1. При М>1 над
кривыми Т' = 0 и р' = 0 температура и давление уменьшаются,
под кривыми - растут, при М < 1 наоборот.
325
17.2. Стационарные двигатели с ускорением
рабочего тела в собственных магнитных полях
Если магнитное поле создается токами, текущими в плазме
и электродах двигателя, то электромагнитное ускорение потока
будет эффективно тогда, когда эти токи велики и создают силь-
ные магнитные поля. Поэтому двигатели с ускорением в собст-
венном магнитном поле токов являются принципиально сильно-
точными. Это условие неизбежно требует, чтобы концентрация
частиц была достаточна для переноса необходимого заряда по
электрической цепи, часть которой составляет плазма. При до-
статочно высокой концентрации частиц число электронных
столкновений также достаточно велико и число Кнудсена
Kn = ~z~«l, где - длина свободного пробега электронов; L
- характерный размер задачи. Это определяет возможность при-
менения МГД-приближения при анализе рабочих процессов по-
добных двигателей. Сильноточные плазменные двигатели могут
работать как в стационарном, так и в импульсном режиме.
Коаксиальный сильноточный двигатель (КСД). Схема коак-
сиального сильноточного двигателя проста. Двигатель состоит
из двух соосных электродов с изолятором между ними. Коакси-
альные двигатели могут быть выполнены с отдельными источ-
никами плазмы или без них. В последнем случае роль источни-
ка плазмы играет некоторая часть объема, где происходит ио-
низация рабочего тела, нагрев его до температуры (1 + 3) • 104 К и
предварительное ускорение. Схема двигателя изображена на
рис. 17.2. Изолятор расположен в начальном сечении канала, в
зоне относительно низких температур. Рабочее тело может по-
даваться через катод, в зазоры между изолятором и электрода-
ми или через отверстия в аноде. Магнитное поле в зазоре
между электродами, где ускоряется поток плазмы, создается
током, текущим по центральному электроду.
Рис. 17.2. Схема, коаксиального сильноточного двигателя:
1 — катод; 2 — а.нод; 3 — изолятор
326
Для выявления качественной картины протекания процесса
ускорения плазмы рассмотрим одномерное течение плазмы в ко-
аксиальном ускорителе постоянного сечения. Ускорение плазмы
в коаксиальном двигателе происходит как с помощью сил, оп-
ределяемых градиентом давления, так и за счет объемной
электромагнитной силы f = j х В. Анализ ускорения плазмы в
канале постоянного сечения позволяет на примере самого про-
стого случая вскрыть особенности рабочего процесса КСД.
Процесс ускорения плазмы в канале постоянного сечения
КСД обладает рядом специфических особенностей. Одной из них
является невозможность плавного перехода от дозвукового тече-
ния к сверхзвуковому. Другие особенности можно установить,
рассматривая возможные процессы ускорения в плоскости М-П-
координат, не решая системы уравнений, описывающих процес-
сы в двигателе. ,
Для обеспечения интенсивного ускорения потока с наимень-
шими потерями необходимо, чтобы на входе в канал (s = 0) гра-
ничные значения Мо и По находились в области ускорения по-
тока, т. е. Мо > 1; По > 0,4 (при k = 1,67). На выходе из канала
(s = L) величина магнитной индукции В равна нулю, если ток
не вытекает за пределы канала двигателя. В этом случае при
любом конечном значении напряженности электрического поля
И, не равном нулю (JSK Ф 0), можно утверждать, что конечное
значение величины П равно нулю (Пк = 0).
Учитывая эти исходные предпосылки и особенности течения
плазмы в скрещенных электромагнитных полях, можно пред-
ставить возможный вид кривых, соответствующих процессам,
которые определяют течение плазмы в КСД. В зависимости от
величины джоулева тепловыделения и работы объемных
электромагнитных сил все возможные процессы ускорения при
заданных граничных условиях Мо , По можно разделить на три
характерных семейства (рис. 17.3).
1. Семейство процессов с образованием ударной волны в ка-
нале ускорителя. Кривые этого семейства пересекают прямую
М = 1 при 0 < П < 0,4.
2. Семейство кривых, пересекающих кривую П = 0 при
М>1 и не пересекающих прямую П = 1. Это семейство соответ-
ствует нормально протекающим процессам ускорения. Особен-
ностью данного семейства является торможение потока на вы-
ходе вследствие интенсивного тепловыделения.
3. Семейство кривых, пересекающих прямую П = 1. Данное
семейство характерно тем, что величина скорости потока на вы-
327
ходе из канала ограничена. Так как прямая П = 1 разделяет об-
ласти МГД-двигателей и МГД-преобразователей электрической
энергии, в которых протекание процессов противоположно, осу-
ществление процесса ускорения с переходом в область МГД-ге-
нераторов невозможно.
Т-илнЬ
p=©nraf
Рис. 17.3. Возможные процессы в КСД постоянного сечения
в М-П-координатах:
1 — процесс с образованием ударной волны в канале;
2 — нормальный процесс ускорения;
3 — процесс с выносом тока за срез двигателя
Система уравнений, описывающая ускорение плазмы в ко-
аксиальном двигателе, будет выглядеть так:
уравнение неразрывности (постоянства расхода)
pv = const; (17.14)
уравнение движения
pvdv + dp = jBdz ; (17.15)
уравнение энергии
pt>2 dv + pvcp dT = jEdz ; (17.16)
уравнение состояния
P = pBT; (17.17)
закон Ома
у = а(Е-иВ); (17.18)
зависимость проводимости от температуры
g = g0
(17.19)
328
уравнение Максвелла (зависит от магнитной проницаемости)
1 /7 R
' = <17-20>
Интегрируя уравнения системы (17.14)—(17.20) и проводя
несложные преобразования, получаем интегральные соотноше-
ния для определения параметров плазмы и электромагнитного
поля:
Ш2 (у- 1) + (р- 1) +А0 (в2 - 1)=0 ; (17.21)
" —5-— Mg [v2- 1 ]+ (Т - 1) +—— —° (В- 1) =0 ; (17.22)
& \ J & 11q
Р = рТ; (17.23)
pU=l; (17.24)
ст = Т3/2; (17.25)
п ° - °
On г (ТЛ г — —
2 = — I •— I f(B)dB, (17.26)
Wo j Wo j
В2
где v = ~ ; p = — безразмерные величины; Ап = --------отно-
ио Ро ° 2цр0
шение магнитного давления к газокинетическому (статическо-
му). Величина А является критерием подобия и может быть вы-
ражена через число М и число Альфвена.
Полученная система уравнений имеет ту особенность, что
параметры плазмы могут быть найдены как функции от маг-
нитной индукции, а зависимость их от продольной координаты
z определяется интегральным соотношением (17.20). В этих
уравнениях имеются три критерия М, П и А, которые и опре-
деляют поведение кривых возможных процессов в плоскости М-
П-коордйнат, рассмотренных выше. Для анализа влияния гра-
ничных условий на характер процесса ускорения и определения
возможных величин параметров на входе, не приводящих к на-
рушению устойчивости течения, рассмотрим уравнения (17.21) и
(17.22). Изменение величины В возможно в пределах О < В < 1.
Условия, ограничивающие семейство возможных процессов ус-
корения в коаксиальном МГД-двигателе постоянного сечения,
математически формулируются следующим образом:
1) М Ф 1 при 0 < П < 0,4; 2) М > 1; Птах < 1.
Для определения границ возможных значений Мо , По и
Ао путем решения системы уравнений (17.21) и (17.22) при ука-
329
занных выше условиях удобнее искать зависимость По = f(A0) ,
принимая Мо как параметр. Одна из границ области возмож-
ных значений Мо , По и Ло , а именно граничная кривая, соот-
ветствующая завершению процесса в точке М=1; П = О, опре-
деляется достаточно просто. В этом случае, подставив эти зна-
чения в (17.21) и (17.22), в которых U, р и Т и выражены
через П и М , и разрешив их относительно По, получим
По = 4А0 М2 X
(fe2 - 1)
х------------------i----------------------.
k + 1 + Поу (/г - 1) М2 \k - 1) М2 - 2* 1
Вторая и третья граничные кривые, соответствующие усло-
k — 1
виям М = 1; П=—г— и Птах=1; М > 1, находятся путем чис-
ленного решения указанных выше уравнений.
В качестве примера на рис. 17.4 показан результат опреде-
ления возможных граничных величин По = f(A0) при Мо = 2.
Увеличение Ао приводит к тому, что объемные силы в началь-
ных сечениях канала становятся велики и на малой длине ус-
коряют поток до скорости дрейфа. Быстрое падение плотности
тока до нуля приводит к тому, что на этой длине ток убывает
сравнительно мало и составляет лишь часть от полного тока.
Поскольку длина канала ограничена, то весь остальной ток вы-
текает за срезом канала двигателя. В этом случае нарушаются
исходные предпосылки расчета параметров. Основной процесс
ускорения потока осуществляется за пределами канала. Это яв-
ляется одной из причин вырождения коаксиального двигателя
в торцевой. Другая причина вырождения обусловлена влиянием
Рис. 17.4. Область устойчивого течения плазмы (зона 1—2) в
КОД с каналом F * const при Мо = 2
330
Холл-эффекта. Увеличение тока и, соответственно, магнитного
поля приводит к увеличению параметра Холла сой и холлов-
ской ЭДС, направленной вдоль канала. Это, в свою очередь,
приводит к появлению продольной компоненты плотности тока
j2 и радиальной составляющей объемной силы fr = . След-
ствием этого является поджатие потока плазмы к катоду. Сни-
жение концентрации частиц у поверхности анода усиливает эф-
фект Холла и пинч-эффект. Совместное действие этих двух эф-
фектов приводит к искривлению линий электрического тока,
выносу тока за пределы канала и концентрации его на выход-
ной кромке анода.
В общем случае необходимо рассмотреть условие перехода
скорости потока через характерную скорость возмущения в
плазме, которая определяется распространением магнитозвуко-
вых волн в плазме.
Критерием перехода скорости потока через характерную
скорость возмущений в магнитоактивной плазме является маг-
нитное число Маха Мм =...—.....— , где сА — скорость Альфвена.
'!<% + а2
Число Мм связано с критерием А, определяющим интенсивность
•тг 2 kp 2 2^м
процессов ускорения плазмы. Поскольку а, = , а сА=----, ус-
ловие перехода к сверхкритическому режиму будет
Мм= М (1 + 1,2А)“°’б = 1 . (17.27)
Соотношение (17.27) указывает на то, что дозвуковой поток
сначала переходит через скорость звука, а затем через крити-
ческую скорость, соответствующую Мм = 1. Критическое сечение
находится в сверхзвуковой области. Но в этом случае сечение
потока плазмы должно изменяться, F =£ 0. Из (17.27) следует,
что переход через Мм = 1 в канале постоянного сечения при
Мо > 1 реализуется при вполне определенной величине Ао . Так,
при Мм = 1 и мо=2 Ао > 2,5. Как будет показано ниже, условие
перехода через границу П = 1, где скорость потока превышает
скорость дрейфа и вектор плотности тока может изменять свой
знак, критерий Ао определяется условием Ао < feMg + 1 или
при Мо = 2 Ао < 7,68. Таким образом, область устойчивой ра-
боты коаксиального двигателя с Мо = 2 определяется условием
7,68 <А0 < 2,5.
331
Дозвуковой поток плазмы переходит через критическое значе-
ние Мм = 1 при любом значении Ао , но при этом условие
F = const не соблюдается. В этом случае границы потока плазмы
формируются либо объемными силами, либо изменением геомет-
рии межэлектродного канала.
Торцевой сильноточный двигатель (ТСД). Принципиальная
схема торцевого сильноточного плазменного двигателя (рис. 17.5)
мало чем отличается от схемы электротермического плазменно-
го двигателя. Однако процессы ускорения плазмы в условиях,
когда объемные электромагнитные силы играют основную роль,
существенно различны. Передача функции центрального
электрода потоку плазмы и наличие как радиальной, так и осе-
вой составляющей плотности тока приводит к тому, что объем-
ные электромагнитные силы одновременно ускоряют поток
плазмы и формируют его границы. При подаче рабочего тела
сквозь поверхность катода функции источника плазмы выпол-
няет часть рабочего объема, примыкающего к поверхности ка-
тода. Ускорение потока происходит как внутри двигателя, так
и вне его, за срезом анода. Причиной выноса тока за срез анода
является так же, как и в КСД, совместное влияние пинч- и
Холл-эффектов.
Весь рабочий объем, где происходит образование и ускорение
плазмы, можно считать состоящим из трех областей: прикатодной
области, области ускорения плазмы и прианодной области.
Для обеспечения высокой эффективности ионизации рабоче-
го тела его, как правило, подают через отверстия в катоде. При
использовании лития как рабочего тела жидкий литий подается
внутрь катода по винтовому каналу, где происходит его испаре-
ние и пары поступают в отверстия полого катода. В этом случае
прикатодная область, состоящая из зоны катодного падения по-
тенциала и зоны ионизации, располагается внутри полости ка-
тода (в отверстиях) и у его торца. Протяженность этой области
невелика, так как зона катодного падения потенциала имеет
размер порядка 10”4 см, а зона ионизации порядка 10" 1 4- 1 см
при концентрации частиц в этой области п > 1015 см”3. Граница
этой области расположена на расстоянии от поверхности катода,
на котором в основном заканчивается ионизация атомов.
От границы прикатодной области и далее простирается об-
ласть ускорения, которую можно разбить на два участка —
участок теплового ускорения до скорости, равной скорости
звука, и участок электромагнитного ускорения сверхзвукового
потока плазмы.
Условия существования дозвукового участка теплового уско-
рения потока определяются следующими соображениями. В
332
зоне ионизации скорости атомов, выходящих из отверстий ка-
тода, не превышают их скорости звука. В процессе ионизации
эти скорости практически не увеличиваются, так как энергия
тратится на ионизацию, т. е. увеличение энтальпии плазмы.
Увеличение температуры ионов в процессе ионизации при со-
хранении их начальной скорости направленного движения еще
более уменьшает число М (М < 1). Таким образом, должна су-
ществовать поверхность (или сечение) потока, где число М = 1
и происходит переход к сверхзвуковому течению.
Анализ магнитогазодинамических уравнений обращения воз-
действий показывает, что дозвуковой поток энергетически вы-
годнее ускорять, когда объемные электромагнитные силы не со-
вершают работы.
На оси симметрии, где векторы j и v параллельны, работа
объемных электромагнитных сил j X Bv = 0.
На границе потока вследствие существенного влияния “пинч”-
эффекта концентрация частиц мала и магнитное поле максималь-
но. В этом случае диффузия электронов поперек магнитного
поля мала, а следовательно, и мал перенос заряда по нормали
к гидродинамической линии тока. Если это условие выполняет-
ся, то на границе потока j || v и j х Bv = 0. Тогда можно считать,
что во всем объеме, где ускоряется дозвуковой поток, работа
объемных электромагнитных сил равна нулю. При ускорении
сверхзвукового потока должно нарушаться условие параллель-
ности векторов j и v, так как сверхзвуковой поток интенсивно
ускоряется силами j X В, а джоулево тепло препятствует его ус-
корению. Приведенные рассуждения можно проиллюстрировать
следующим образом. Рассмотрим уравнение движения в проек-
ции на гидродинамическую линию тока
pvdv = -dP"^d СВ3) " “ "Г • (17.28)
Если диффузия заряженных частиц сквозь границу потока
мала, то ток в любом сечении потока на дозвуковом участке ос-
тается постоянным. Два последних члена (17.28) можно пред-
ставить так:
~ (rdB + Bdr) = — d (rB) = 0 ,
цг Цг
2тсгВ
Поскольку J -------= const и dJ = 0, то из (17.28) следует
Н
pvdv + dp = 0. (17.29)
333
Таким образом, единственной силой, ускоряющей поток
плазмы вдоль гидродинамической линии тока при условии
/ || v, является градиент давления. При М > 1 на оси симметрии
поток по-прежнему ускоряется за счет градиента давления, а во
всей остальной области существенную роль в ускорении играют
объемные электромагнитные силы.
По мере увеличения скорости потока растет магнитное
число Рейнольдса, определяющее интенсивность взаимодействия
поля скоростей с магнитным полем. При достаточно больших
значениях Rem = 3 4- 10, имеющих место в подобных двигателях,
возрастает эффект вмороженности плазмы в магнитное поле.
Последней характерной областью является прианодная об-
ласть, т. е. пространство, непосредственно примыкающее к по-
верхности анода. Особенности процесса в прианодной области
связаны с условиями переноса заряда из плазмы к поверхности
анода. Увеличение тока разряда приводит к усилению интенсив-
ности ускорения потока и одновременно пинч-эффекта. Вследст-
вие этого концентрация частиц у границы анода падает, что
способствует усилению Холл-эффекта. Все это ведет к замагни-
чениости электронов на магнитных силовых линиях. Поток
электронов, выходящий из плазмы к поверхности анода, не
может обеспечить необходимый перенос тока без существенного
роста анодного падения потенциала. Резкое повышение разности
потенциалов на разряде при относительно малом увеличении
тока получило название “предельного режима по току” или
“кризиса тока” в ТСД. Характерные области и участки, соответ-
ствующие рассмотренной физической модели процесса в ТСД,
показаны на рис. 17.5.
Рис. 17.5. Схема, торцевого сильноточного двигателя
с характерными зонами:
1 — зона катодного падения потенциала и ионизации;
2 — участок теплового ускорения;
3 — участок электромагнитного ускорения; 4 — анодный слой
334
Движение плазмы в собственных магнитных полях, создава-
емых текущими в ней токами, представляет собой течение в
самосогласованных полях с подвижными границами и при из-
меняющихся условиях на границах. Форма потока и интенсив-
ность ускорения зависят от режима работы двигателя, т. е. от
тока разряда и расхода рабочего тела. В общем виде решение
подобной задачи не существует. Поэтому в соответствии с физи-
ческой моделью рассмотрим последовательно возможные методы
решения задачи в квазиодномерном МГД-приближении для
участков теплового и электромагнитного ускорения.
Ускорение плазмы в ТСД. Участок теплового ускорения.
Уравнение импульсов на этом участке (17.29) соответствии с из-
ложенными выше предпосылками получено ранее. Интеграл этого
уравнения хорошо известен из газовой динамики, если задана
связь р(р). Принимая течение политропным р = срп , получаем
п
Р =
где р = ; v = — ; Мо , 1>0 , р0 — значение соответствующих
Pq vQ
параметров на границе зоны ионизации.
Используя уравнение политропы, уравнение состояния и
уравнение постоянства расхода, находим величины р , Т и F
как функции v. Так как J = const, то B = F~/2, j2=F~1,
— Fl
R = — , — радиус катода. Относительная проводимость
плазмы СУ = F
Таким образом, все параметры потока определены как
функции v . Для получения зависимости параметров потока и
поля от продольной координаты 2 используем уравнение энер-
гии (17.5):
где Re — магнитное число Рейнольдса на выходе из катода
"‘о
(зоны ионизации); JR0 - радиус катода; Ао — отношение маг-
нитного давления к статическому на выходе из катода. Так как
vQ » 0, то Ао = 1 и
335
V V
z = 0,125 Rew Ло J Ф(и)йи- f Q(v)dv
m0 u n - 1
(17.31)
где Ф( v ) = p v ; G(v)dv = vdp.
Показатель политропы существенно влияет на длину участ-
ка теплового ускорения. При п = 0 (р = const) нет ускорения по-
тока. При п = 1 (Т = const) все джоулево тепло затрачивается на
ускорение потока. Длина участка будет малой. Поэтому в дан-
ном подходе к решению задачи необходимо искать такую вели-
чину п , которая обеспечивает конструктивно приемлемую
длину участка теплового ускорения при ограниченном росте
температуры от TQ до Т = (2 3) • 104 К-
Участок электромагнитного ускорения. Для расчета пара-
метров плазмы и электромагнитного поля на участке электро-
магнитного ускорения представим весь поток как гидродинами-
ческую трубку тока.
щии на гидродинамическую
+ ^=0
Но г
В • Bdr
РИо г
Интеграл уравнения (17.28) имеет вид
__ Г ^2 Г = const . (17.32)
2 J р цО J рг 7 v
Уравнение импульсов в
линию тока будет (17.28):
pvdv + dp + d
2Цо
или
BdB
РЦо
v
2
d
Р
Уравнение (17.32) является интегралом Бернулли для тече-
ния плазмы в электромагнитном поле. Оно показывает, что при
ускорении потока плазмы в электромагнитных полях возможно
существование множества процессов, определяемых термодина-
микой, т. е. видом функции р(р), и магнитогазодинамикой, т.
е. взаимосвязью магнитного поля с плотностью плазмы и гео-
метрией потока. Каждый из этих процессов будет иметь свою
форму ускоряемого потока.
Используя закон Ампера В = и уравнение постоянства
2кг
массового расхода т = рукг2 = const, уравнение (17.32) приве-
дем к виду
336
V , Г 10 f т л Г X
—- + —£— + —:— vJdJ- const.
2 J р т J
(17.33)
Дополнительные условия, позволяющие решить задачу в
квазиодномерном приближении, можно выявить, анализируя
уравнение (17.33).
Нетрудно показать, что условию вмороженности плазмы в
В
магнитное поле — = const соответствует зависимость vJ = const
pr
для любой трубки потока с радиусом
В _ _ Цр
рг 2лрг2 2лриг2 2ft
-Г- = const.
m
Поскольку массовый расход в рассматриваемой трубке пото-
В
ка т = const, то — = Jv = const,
pr
В идеальном случае условие вмороженности реализуется
при магнитном числе Рейнольдса Re » 1.
На границе перехода от дозвукового к сверхзвуковому тече-
нию, где М = 1, скорость потока равна скорости звука. При тем-
пературе плазмы, близкой к Т ~ 2 эВ « 23200 К, скорость звука
ц
равная 8314 Дж/(моль • К); Ц — молекулярная масса, и в зави-
а =
, где В — универсальная газовая постоянная
j Хл »
симости от молекулярной массы ц может составлять 25,4 км/с
для водорода (Н) и 9,6 км/с для лития (Li). Тогда на этой грани-
це магнитное число Рейнольдса будет определяться проводимос-
тью и характерным размером задачи. Проводимость плазмы во-
дорода и лития при TfJ ~ 2 эВ составляет а =* 5 • 103 1/(Ом • м).
_1
Тогда при характерном радиусе потока в этом сечении В - 10 м
(мощность двигателя N ~ 1 МВт) магнитное число Рейнольдса
будет: Ref/I = цстаТ? = 4л • 5 • 10~8 • а ; Refn = 16,07 для водорода и
Rem = 6,07 для лития. В процессе ускорения Re?n растет, поэтому
принятие условия вмороженности оправданно.
Эксперименты показали, что в процессе электромагнитного
ускорения плазмы температура остается почти постоянной во
всем объеме, за исключением тонкого прианодного слоя. Это по-
зволяет упростить систему уравнений, заменив уравнение энер-
гии условием Т = const. Как следует из уравнения энергии, ус-
ловие Т = const определяет, что вся подведенная к объему энер-
337
гия электромагнитного поля преобразуется в кинетическую
энергию при относительно малых ее потерях за счет излучения
и теплопроводности
2 dv dT
Pv di+pvcp~te=>E-
При принятых исходных предпосылках и упрощениях ис-
ходная система МГД-уравнений в квазиодномерном приближе-
нии, записанная в безразмерных параметрах, имеет
рМF = 1;
вид
(17.34)
— cZM2 + + 2осАо М J d J = 0 ;
2 р 0
(17.35)
(17.36)
Rem0
1 - По М - По М “ 1
(17.37)
о
р = р;
й = 1;
2 dz
(17.38)
(17.39)
(17.40)
Vq Bq Jq Mj
где По = —=— ; с,0 =----;— — отношение тока разряда к массо-
* Jit q
2(Dfi т
вому расходу в токовых единицах; М£ — масса иона; с;0 = :
ет0
в
4 4 * * * В°
4 =------отношение магнитного давления на границе потока
2ц0 Ро
к среднему статическому давлению в нем при М = MQ = 1;
ОС = 0,5 — коэффициент осреднения магнитного давления по се-
-р_п_и_2! — В
чению; р = ~ ; р = J— ; v = — ; z = — ; R = — и т. д. — безраз-
р0 Ро ио
мерные величины. Принятое условие — = const и соответствую-
pJR
щая ему зависимость М J - 1 позволяют получить интеграл урав-
нения (17.35) в виде
'ш2 _ _ г
(М-1)-2осАо(М-1
р = ехр -
-1)
(17.41)
338
После этого из остальных уравнений системы
(17.34) —
(17.40) и соотношения j
J
— определяются все остальные вели-
чины как функции числа М :
Re„, z
7- -----1 -пом-^о пом-1
2П0 7? \ ° 00
Уравнения (17.37) и (17.40) позволяют определить функцию
М (5) в виде
и М|Ш2М + М-1
ио f I 0_____
2Rem(/i Г1-П0М-
,0УГ2|ЙМ
(17.42)
М-1 ]М
Таким образом, находится распределение параметров потока
плазмы и электромагнитного поля по продольной координате
“з”. При со т « 1 последним членом в знаменателе можно пре-
небречь.
При ускорении потока плазмы продольная компонента объем-
ной силы Дз) = Вт не должна менять знака, т. е. j ---< 0
г р |10 ds
Л dM Л
и при 3 = 0, поскольку -у— > О, а
в любом сечении, в том числе
dB
j - _-----< то на ВХоде в
ц0 ds
участок электромагнитного уско-
рения, где М = MQ = 1; < 0.
чеиие на величину Ао :
Это условие накладывает ограни-
2аА0 < Ш20 + 1 .
(17.43)
При ос = 0,5; Mo = 1 и
k =
-£• = 1,67 параметр Ап < 2,67.
Л и
V
Безразмерная величина А =---- является критерием подо-
^ГД
бия течения плазмы и может быть выражена через интеграль-
ные параметры, где магнитное давление на границе потока
339
Ho J2
р =------- газодинамическое давление; р = pRT ;
8тсГ w
зовая постоянная.
Тогда величина А будет
о,8зз • ю~7 JZM
A~ 8am
— га-
am
(17.44)
R = ^
Ц
и, соответственно, на границе участка электромагнитного уско-
рения, где М = Мо = 1, JQ = J, А = А0:
0,833 J2 • 10~7
0 - ат
(17.45)
Анализ многочисленных экспериментов по определению на-
ступления кризиса тока, связанного с условиями переноса заря-
да на анод и развитию ионно-звуковых колебаний у анода, по-
зволил определить границу ионно-звуковой неустойчивости в
D&
плоскости безразмерных параметров Ао и -=г- , где Da — диа-
^к
метр анода на выходе из двигателя; DK — диаметр катода. Гра-
ница устойчивой работы, показанная на рис. 17.6, где разными
значками обозначены экспериментальные данные, оказалась
универсальной при работе двигателей на различных газах и
парах щелочных металлов.
1--------------------------|-------------------------------।---------------------------------1------------------------------------------,
0 2--------------------------4-------------------------------6---------------------------------8
Рис. 17.6. Граница устойчивой работы ТСД и ТХД
по ионно-звуковым колебаниям
Аппроксимация экспериментальных данных определяет кри-
тическую величину АОкр в виде
340
_ 0,833 - 10~ 7 J2 3,6
Окр am D&
(17.46)
Это позволяет определить критическое значение тока разря-
да при заданных массовых расходах и соотношениях Da/DK
или критическое значение массового расхода при заданном токе
с точностью до величины температуры плазмы (скорости звука).
Результаты экспериментов показали, что ограничение по
кризису тока (17.46) более жесткое, чем (17.43), связанное с
превышением скорости потока скорости дрейфа.
Характеристики двигателя. Тяга. ТСД. В большинстве пуб-
ликаций для определения тяги сильноточных двигателей ис-
пользуется ' формула Меккера
Р= 0,75 +In-10“7J2, (17.47)
I к;
где 7?а - радиус анода; Рк - радиус катода; J - ток.
Сопоставление с экспериментом показало, что она не под-
тверждается экспериментальными данными. Причиной расхож-
дения является то, что эта зависимость тяги выведена для ци-
линдрического коаксиального двигателя в электродинамическом
приближении и не учитывает свойств рабочего тела, влияния
давления плазмы и геометрии электродов. Не учитывается
также и газодинамическая составляющая тяги.
В общем случае тяга двигателя состоит из газодинамичес-
кой и электромагнитной составляющих: Р = Рэм + Р . Основ-
ной вклад в тягу дает электромагнитная составляющая. Физи-
ческая модель процессов с их характерными особенностями,
описанная ранее, позволяет определить тягу двигателя из урав-
нения импульсов:
Р = т (и2 - vi^ + Р$‘ (17.48)
При определении электромагнитной составляющей тяги ско-
рость истечения из катода можно не учитывать, так как
v2 » и* . Для определения тяги из уравнения импульсов нужно
знать параметры потока в двух или трех характерных сечениях,
показанных на рис. 17.7.
Возможны три характерных сечения:
сечение 1-1, где в соответствии с физической моделъю
Aj = 1; М। < 1; еГ|=еГ;
сечение О-О, где А = AQ = 1; М = Мо = 1; JQ = J;
341
сечение 2-2, где А2 = 1; М2 >1; J2 < JQ = J.
В процессе ускорения потока давление и ток уменьшаются,
но ток уменьшается быстрее, чем давление, и всегда найдется
такое сечение потока, даже за пределами электродов двигателя,
где магнитное давление станет равным газодинамическому, т. е.
А2 = 1.
Рис. 17.7. Расположение характерных сечений на. схематической
модели ТСД
Уравнение (17.48) можно представить в виде
Р = mv2 + Р1 Гх + р2 F2 . (17.49)
По аналогии с химическими двигателями можно выделить
динамическую составляющую тяги mv2 и статические состав-
ляющие pi F1 и р2 F2 .
Используя ранее принятые условия и соотношения J М = 1
Л 0,833 10“ 7 J2
и Ао =-----, динамический член тяги получим как
mv2 = 0,833 • 10“ 7 J2 J2 Мо ~ .
А2
Поскольку М2 J2 = 1, Мо =1 и А2 = 1, Jq = J, то
mv2 = 0,833 • 10" 7 J2 . (17.50)
Соответственно статические члены тяги будут:
P1F1=V^ = TV'F1 = 0’5-10’7 j2 ’ d7-51)
1 1 2ц0 8л!7!
н 72
P2F2=^F2 = °’510~MJ2’
342
но так как М J = 1, а А2 = J2 М, то
р2 Р2= 0,5• Ю“ 7 JZA~Z .
(17.52)
Таким образом, электромагнитная составляющая тяги опре-
деляется формулой
^м = р->зз +
0,5А
А2
10“ 7 J2 .
(17.53)
Полученная формула показывает, что коэффициент тяги
является переменной величиной
и зависит от массового
расхода и тока разряда с точностью до скорости звука. Справед-
ливость ’ полученной формулы проверена экспериментально при
проведении экспериментов в России и Принстонском универси-
тете (США) (рис. 17.8).
Рис. 17.8. Зависимость коэффициента, тяги ТСД
от тока разряда
Удельный импульс, определяемый по электромагнитной
Р
эм
тяге, соответственно будет —:— .
771»
„ ' Л 0>833 • 10- V2 _ _ т2
Из соотношения Ао = ---------- и формулы тяги Р = KpJ
следует, что удельный импульс можно представить как
I = 1,2Кр аА0 . Эта формула показывает, что для получения
высокого удельного импульса необходимо увеличивать параметр
Ао , но он ограничен условиями наступления кризиса тока.
Уменьшение соотношения способствует увеличению пре-
343
дельной величины Ао . Однако вынос тока за пределы двигате-
ля, составляющий примерно 20 + 40% от полного тока разряда
е/0 Мо
(J = ———), накладывает ограничения по тепловому режиму вы-
ходной кромки анода.
Оптимальная величина Ао при радиационном охлаждении
анода без дополнительных мер по снижению выноса тока и ох-
Г>а
лаждению анода соответствует ТГ" ~ 2,6 -ь 3,0.
Газодинамическая составляющая тяги, обусловленная изме-
нением импульса газа внутри катода, определяется как
Ргд =* М1? где a-j — скорость звука на выходе из катода; Мх
равно числу М в том же сечении. Из соотношения
0,833 10“ Мх
А, =--------:------= 1 определим число
1 ат
1,2 Ю^т.
М1=---
(17.54)
Тогда Р будет
х /А
1,2 • 10raf М?
РгД= “
(17.55)
Оценки показывают, что в достаточно широком диапазоне
параметров Рг = (5-7)%Рэм и она незначительно влияет на ве-
личину тяги и удельного импульса. Приведенные соотношения
показывают, что при aQ = const 7уд = const.
Вольт-амперные характеристики. Для определения ВАХ
двигателей проще использовать интегральный баланс затрат
энергии, поскольку известное соотношение U = j Edl требует ре-
шения двумерной задачи для определения линии тока. Кроме
того, разность потенциалов и напряженность электрического
поля существенно изменяются в прианодном слое. Поэтому ВАХ
двигателей следует определять из энергетического баланса
п '
N = UJ = ^Nt. (17.56)
i = 1
Мощность, потребляемая двигателем, определяется суммой
затрат на реализацию процессов, происходящих в нем.
344
Затраты на изменение кинетической энергии (ускорение по-
тока) в вольтовом эквиваленте будут
Основные потери энергии связаны с изменением энтальпии
плазмы (ионизацией), потерями в катоде и аноде двигателя и
излучением из плазмы, которое, как правило, мало. Затраты на
ионизацию и нагрев (энтальпию) плазмы определяются зависи-
мостью
(17.58)
где — коэффициент ионизации; (р. — потенциал ионизации;
Na — число Авогадро, NA = 6,02 • 1026 1/(кг • моль); Цпл — мо-
лекулярная масса плазмы.
Потери энергии в катод в вольтовом эквиваленте по многим
экспериментальным данным составляют 2—3 вольта: А/7К = 2—3 В.
Вольтов эквивалент потерь энергии в анод определяется
свойствами материала анода и условиями переноса заряда из
плазмы к аноду
, 2kT
^а = 9а + -Т^ + ^а-
(17.59)
где фА — потенциал работы выхода анода (<рА = 4,53 В для
поликристаллического вольфрама); АПд — анодное падение по-
тенциала. Наибольшую трудность представляет определение ДСТд ,
поскольку оно может быть и отрицательным и положительным.
При отрицательном анодном падении потенциала она не учитыва-
ется при определении вольтова эквивалента потерь в анод.
Анализ экспериментальных данных по ВАХ торцевых дви-
гателей показал, что величина анодного падения АПд растет с
увеличением тока разряда и уменьшается с увеличением массо-
вого расхода. Максимальное значение анодного падения потен-
циала достигается при сверхкритических режимах работы, но
оно не должно превышать АПд «= 15—16 В. Это связано с про-
цессами испарения материала анода и ионизацией этих паров
электронами плазмы, ускоренными в анодном слое.
Энергия связи ионов кристаллической решетки вольфрама
(энергия сублимации) равна 8,7 эВ/ион. Энергия ионизации
345
атомов вольфрама составляет 7,9 эВ. Суммарная мощность за-
трат энергии на испарение и ионизацию атомов вольфрама со-
ставляет 16,6 эВ.
Следует отметить, что такая зависимость изменения АПа на-
блюдается при работе двигателя на стационарных режимах.
При квазистационарных режимах работы двигателя, когда ди-
намика частиц плазмы устанавливается, а тепловые режимы
электродов (анода) не устанавливаются, анодное падение потен-
циала на широком анодном слое может достигать десятков и
даже сотни вольт. Но в этом случае двигатель работает на
сверхкритических режимах по току Jp > JKp .
Значение анодного падения можно определить по эмпири-
ческой зависимости
АПД = q (j2 - - 104 m . (17.60)
После достижения критической величины тока разряда, оп-
ределяемой приведенными выше зависимостями, можно при-
нять, что максимально допустимая величина анодного падения
АПа тах = 10 В; JKp — ток, при котором величина AUa < 0. Кон-
станта С1 находится из (17.60) при условии АП\ = 10 В:
10+ 104 т
(17.61)
Полная разность потенциалов на электродах определяется
как сумма вольтовых эквивалентов:
и = д+ + д+ + Д!7К + AU. . (17.62)
yC-tv Jnl JS хх 4 '
Характеристики эффективности двигателя. Определив
тягу двигателя и разность потенциалов на каждом режиме ра-
боты двигателя, можно построить характеристики эффективнос-
ти двигателя в виде функции Цт = ДеТ) или = <p(J ) и опреде-
U XI "^УД
лить цену тяги по известной зависимости Ст = —— .
Тяговый КПД находится по формуле
Р1..„
^ = -2N=2UJ- (17-63>
Поскольку вольтов эквивалент затрат энергии на ускорение
PI
потока (на кинетическую энергию) будет АП = — , то тяго-
вый КПД определяется соотношением
346
ли
n _ Уск
Чт - и
(17.64)
При подогреве катода от внешнего источника или при на-
личии внешнего магнитного поля для управления распределени-
ем плотности тока на аноде КПД двигателя уменьшается на ве-
личину этих затрат энергии:
PI
= у (17-65’
I р ПК МП I
где Яр = UJ; Апк — мощность на нагрев катода; - мощность
на магнитное поле.
Приведенные выше характеристики и методы их расчета по-
зволили, рассчитать номограмму характеристик ТСД (рис. 17.9),
работающего на литии, при
условии Д?7д = 0.
Торцевые сильноточные
двигатели имеют высокую эф-
фективность по и Т)т при
мощности N > 400 кВт в
одном модуле. Поэтому они
наиболее перспективны для
использования на тяжелых
космических аппаратах для
полета к Марсу с экипажем и
решения других задач, требу-
ющих дальних полетов с
большой полезной нагрузкой.
Импульсные плазменные
двигатели (ИПД). В зависи-
мости от преобладающего ме-
П ~ .- - - - * ----------------~ L
и4 б 8 10 12 14 16 1,кА
ханизма ускорения различи- рис 179 н амма
ют электротермические им- характеристик литиевого ТСД
пульсные плазменные двига-
тели (ЭТИПД) и электромагнитные (ЭМИПД).
Основными преимуществами ИПД являются постоянная го-
товность к работе, использование широкого спектра рабочих тел
(газ, жидкость, твердое тело), возможность точного дозирования
импульса как за счет длительности разряда, так и частоты,
малая величина единичного импульса, что особенно важно для
системы ориентации и стабилизации КЛА высокой точности,
возможность реализации больших мощностей в разряде при
малом среднем потреблении энергии.
347
К недостаткам ИПД следует отнести большое число вклю-
чений (106 - 109), что обусловливает жесткие требования к на-
дежности элементов электрической цепи двигателя; разброс
масс по скоростям в плазменных сгустках; дополнительная
масса конденсаторной батареи.
Для ИПД характерны следующие параметры. Длительность
импульса тока составляет (10...50) • 106 с. Энергия, вводимая в
двигатель за один импульс, может изменяться в широких пре-
делах (50—1000) Дж и более. Максимальная величина тока раз-
ряда 10—100 кА. Скорость истечения из электротермических
3
ИПД достигает (10 30) • 10 м/с, при электромагнитном уско-
рении скорость истечения плазмы существенно выше 50 • 103 м/с
и более.
Так же, как и в стационарных сильноточных плазменных
двигателях, эффективность процесса ускорения плазмы требует
соответствия между вводом энергии (током разряда) и вводом
массы (расходом рабочего тела).
Из множества возможных схем ИПД наибольшее распро-
странение получили коаксиальные и торцевые с дополнитель-
ным электродом, служащим для создания первичной (поджигной)
плазмы, обеспечивающей пробой между основными электродами.
На рис. 17.10 представлена схема коаксиального импульсного
двигателя с рабочим телом в виде твердого диэлектрика, запа-
сенным внутри разрядной камеры. Запуск двигателя обеспечи-
вается системой поджига (блоком инициирования разряда), по-
требляющей энергию от конденсатора малой емкости С^. Энер-
гия, потребляемая системой поджига, составляет до 1% от энер-
гии основного конденсатора CQ.
Рис. 17.10. Схема коаксиального
импульсного плазменного двигателя:
1 — катод; 2 — анод;
3 — поджигной электрод;
4 — шашка с рабочим телом.;
5 — изолятор
Образовавшаяся при поджиге плазма через отверстия в
центральном электроде заполняет канал и способствует разви-
тию основного разряда. При нарастании тока разряда поверх-
ность диэлектрика подвергается интенсивному тепловому воз-
действию за счет излучения из плазмы и протеканию тока по
поверхности диэлектрика (скользящий разряд). Тепловой поток,
348
приходящий на поверхность диэлектрика, вызывает его испаре-
ние в канал ускорительной камеры. Совместное действие гради-
ента давления и объемных электромагнитных сил ускоряет
поток образовавшейся плазмы.
Вследствие инерционности тепловых процессов между мак-
симумом тока разряда и максимумом выхода массы существует
сдвиг по фазе. Это приводит к дополнительным потерям энер-
гии и импульса.
Использование твердых диэлектриков в ИПД с большим
суммарным импульсом затруднено вследствие малых размеров
разрядной камеры. Поэтому в двигателях с большим ресурсом
целесообразно использовать жидкие рабочие тела (диэлектрики
и металлы) с капиллярной системой подачи.
В таких двигателях существуют ограничения частоты повто-
рения импульсов не только за счет динамики развития тепло-
вых процессов, обеспечивающих поступление массы рабочего
тела в разряд, но и связанные с динамикой движения жидкости
в капиллярной системе подачи.
Рабочий процесс в ИПД можно разделить на несколько эта-
пов: 1) инициирование разряда и образование первичной плазмы;
2) пробой межэлектродного промежутка, образование токового
слоя — “сгустка” плазмы; 3) ускорение плазменного сгустка.
На этапе формирования и развития основного разряда обра-
зуется сгусток плазмы, скорость которого на выходе достигает
(2 -j- 3) • 104 м/с. За ним следует основная масса плазмы с доста-
точно высокой концентрацией частиц, ускорение которой можно
рассматривать в магнитогазодинамическом приближении.
При теоретическом рассмотрении ускорения плазмы в ИПД
используется, как правило, электродинамическое приближение.
Физические модели, с той или иной степенью достоверности
описывающие процесс ускорения в ИПД, следующие: модель
“плазменной шайбы”, модель “снегоочистителя”, газодинамичес-
кая или магнитогазодинамическая модель.
В модели “плазменной шайбы” принимаются следующие уп-
рощения: 1) сгусток рассматривается как недеформируемый
проводник постоянной массы; 2) время ввода массы и формиро-
вания плазменного сгустка существенно меньше времени уско-
рения; 3) толщина плазменного образования много меньше
длины канала; 4) потери энергии и импульса вследствие тепло-
обмена и трения малы. Учитываются потери только в электри-
ческой цепи.
В модели “снегоочистителя” масса сгустка не остается по-
стоянной, а растет за счет увлечения газа движущимся в кана-
ле сгустком.
349
В газодинамической или магнитогазодинамической модели
ускорения необходимо учитывать изменение массы газа, пара-
метров электромагнитного поля и плазмы во времени и про-
странстве.
Совокупность процессов при ускорении плазмы в ИПД до-
статочно сложна и требует учета диссипативных факторов в
уравнениях энергии и импульса. Однако простейшие электроди-
намические модели типа “плазменной шайбы” позволяют опре-
делять пути повышения эффективности ИПД.
Система уравнений, описывающая процесс ускорения и из-
менения параметров ИПД, следующая:
уравнение движения “шайбы”
т VF = IЛj2 ’ (17.66)
dt z
уравнение непрерывности тока
dU
J = ~c~ (17.67)
уравнение баланса потенциала
Tr d fT 1Г_
H = (17.68)
уравнение индуктивности контура
£ = £0 + Хпз, (17.69)
где L , Lq , Ln — полная, начальная и погонная индуктивность
цепи.
II 1'2
Для коаксиальных электродов L = —— In — ;
2л
“шайбы”.
т — масса
Введем безразмерные параметры U = ; L = ; 7 = СОо t;
UQ L0
__ 1
G)o = (Lo C) — собственная частота контура. После введения
безразмерных величин из уравнений (17.66) и (17.67) получим
dt
d2 z
dt2
а из выражений (17.68) и (17.71) соответственно
Ж
dt
(17.70)
(17.71)
U = -Tt <1+2’
350
Безразмерный параметр а =
с2 и20
2mLQ
ние электрической энергии, запасенной в
определяет соотноше-
конденсаторе, к энер-
гии электромагнитного поля. _
- _ — ria dU
Начальные условия t = 0; z - 0; U = 1; 0; 0.
dt dt
Численное решение уравнений (17.70) и (17.71) получено
Л.А.Арцимовичем, который и сформулировал задачу об ускоре-
нии сгустков плазмы в импульсных ускорителях.
Из уравнения (17.70) следует, что для условия максималь-
ного ускорения необходимо а» 1. Максимальное ускорение
плазмы требует увеличения энергии в батарее конденсаторов,
уменьшение массы “шайбы” и начальной индуктивности конту-
ра. Увеличение энергии в импульсе ведет к росту тока разряда
и увеличению эрозии электродов или диэлектрика, т. е. к увели-
чению массы ускоряемой “шайбы”. Все это сопровождается поте-
рями энергии и импульса. Решение задачи упрощается, если счи-
тать, что сопротивление контура, состоящее из сопротивления
плазмы и токоподводов с электродами, не изменяется. В этом слу-
чае уравнение сохранения энергии представляет сумму членов:
ГТТ2, 2
_ ШУ
2 ~ 2
i
ъ f r2 , LJ2 CU2
+ jR J J dt + ~~z + „
4 z л
о
(17.72)
Второй член правой части представляет собой джоулево теп-
ловыделение, значительная часть которого теряется. Идеальным
процессом будет такой, когда при выходе сгустка плазмы за
срез электродов ток прекращается (t = £ ). Тогда в уравнении
(17.72) остаются два члена правой части
о i
2 Р
__^.= + j j2 dt . (17.73)
£ и
о
Интегрируем уравнение движения (17.66) при условии
= const:
т
»=ij2 dt • (i7-74>
0
Из полученных двух уравнений находим скорость плазмы
2J? (Vl+ b - 1)
v --------------}
(17.75)
L
п
351
где Ъ =----5----электродинамический параметр, определяющий
соотношение энергий в ускорителе. Из выражений (17.73) и
(17.74) определяем КПД:
4В А 1
(17.76)
Ассимптотический характер этой зависимости показывает,
что высокие уровни КПД можно получить при больших скорос-
тях истечения, что характерно для электромагнитных ИПД.
Подставив в (17.76) v из (17.75), получим
При известных величинах, определяющих параметры конту-
ра и ускоряемой массы, максимально возможное значение КПД
определяется этой зависимостью. Действительное КПД будет
ниже, так как здесь учтены только омические потери в элект-
рической цепи.
Оптимальные условия ускорения плазмы в ИПД соответст-
вуют вводу массы в область максимальных объемных сил при
соблюдении соответствия между вводом энергии и массы в каж-
дый момент времени.
Двигатели рассмотренных типов являются сильноточными.
Большие токи, текущие в плазме, существенно увеличивают по-
токи энергии, приходящие на поверхность электродов, что вы-
зывает усиление эрозии поверхности, термические напряжения.
И то, и другое ведет к разрушению электродов.
17.3. Двигатели с ускорением во внешних
магнитных полях
Наибольшее количество теоретических и экспериментальных
исследований рабочих процессов плазменных двигателе!! с
внешними магнитными полями посвящено двум типам двигате-
лей: линейным двигателям с каналом прямоугольной формы и
торцевым холловским двигателям осесимметричной геометрии с
соленоидальным магнитным полем. Другие типы холловских
двигателей с внешними магнитными полями и замкнутым дрей-
фом электронов будут рассмотрены в следующей главе.
Линейные электромагнитные плазменные двигатели. Воз-
можны несколько модификаций схем, отличающихся следую-
щими признаками: 1) наличием или отсутствием отдельного ис-
точника плазмы; 2) сплошными или секционированными
352
электродами; 3) постоянным или переменным сечением канала;
4) типом магнита, создающего внешнее магнитное поле, и
рядом других.
Ряд существенных недостатков, присущих данному типу
двигателей, послужил причиной того, что они не нашли приме-
нения в практике создания ЭРД. Явление выноса тока харак-
терно для электромагнитных ЭРД и является следствием прояв-
ления взаимодействия пинч- и холл-эффектов. Поскольку токи
Холла при больших сое могут быть также велики, целесооб-
разно использовать их для усиления объемных электромагнит-
ных сил и повышения эффективности двигателя. Это и реали-
зуется в торцевых холловских двигателях.
Торцевые холловские двигатели (ТХД). Наиболее распро-
страненная схема плазменного двигателя с внешним магнитным
полем представлена на рис. 17.11.
Рис. 17.11. Схема, торцевого холловского двигателя:
1 — катод; 2 — а.нод; 3 — изолятор; 4 — соленоид;
5 — нагреватель катода.
Двигатель подобной схемы в иностранной литературе назы-
вают магнитоплазменным двигателем (МПД). В отечественной
литературе часто употребляется термин “торцевой холловский
двигатель” (ТХД). Подобное название обусловлено его сходством
с торцевым сильноточным двигателем и существенным влияни-
ем эффекта Холла на процесс ускорения плазмы. Наличие внут-
ри рабочего объема магнитного поля, создаваемого соленоидом,
в значительной мере усложняет картину взаимодействия токов
и магнитных полей, которые имеют все три компоненты. В
этом типе двигателя возможно одновременное проявление всех
353
трех механизмов ускорения плазмы: газодинамического,
электромагнитного и ускорения самосогласованным электричес-
ким полем (электростатического).
Объемная электромагнитная сила имеет две составляющие:
f = j X В = j х + j х Вп , где В__ — индукция внешнего магнит-
ного поля; Вс — индукция собственного магнитного поля. Вбли-
зи оси симметрии первый член равен нулю, так как j || Ввн , а
j = 0, а второй член также равен нулю, так как Вс = 0 при
г = 0. Поэтому в непосредственной окрестности оси симметрии
основную роль играет газодинамическое ускорение плазмы за
счет градиента давления. По мере удаления от оси возрастает
роль электромагнитных сил. Взаимодействие токов, текущих в
плазме, с внешним магнитным полем является причиной воз-
никновения азимутальной составляющей объемной силы
= j2 Bf. - jr Bz . В результате действия этой силы плазма начи-
нает вращаться вокруг оси симметрии. Одновременно вследст-
вие проявления эффекта Холла возникает азимутальная состав-
ляющая тока, обусловленная в основном холловской ЭДС. Вза-
имодействие этой компоненты плотности тока с внешним маг-
нитным полем увеличивает объемную силу, ускоряющую поток:
fz = jr В(р - j(p Br . Одновременно с этим возрастает роль объем-
ных сил в формировании границ потока плазмы за счет ради-
альной компоненты fr = jz В(р + /(р В2 . С увеличением индукции
внешнего магнитного поля возрастает неоднородность распреде-
ления концентрации частиц по радиусу. В прианодной области
возрастает параметр Холла С0е > 1, электроны оказываются за-
магниченными и для переноса заряда на анод необходимо уве-
личение напряженности электрического поля. Усиление замкну-
тости дрейфа электронов в прианодной области способствует
возрастанию доли ускорения ионов электрическим полем. В
этом случае роль переносчиков заряда должна быть передана
ионам. Поскольку концентрация частиц у поверхности анода
мала, для эффективного проявления механизма ускорения
полем напряженностью Е необходимо осуществить подвод рабо-
чего тела в виде ионов в прианодную зону.
Таким образом, в ТХД могут одновременно существовать все
механизмы ускорения плазмы. Режим работы двигателя опреде-
ляется током разряда J, расходом рабочего тела т, магнитной
индукцией В = Ввн + Вс . По аналогии с торцевыми сильноточны-
ми двигателями рабочий объем ТХД можно рассматривать состо-
ящим из характерных областей, в которых преобладает тот или
354
иной механизм ускорения. Они представлены на рис. 17.12. В
формировании границ этих областей реализации того или иного
режима работы двигателя существенную роль играет геометрия
магнитного поля, электродной системы двигателя и взаиморас-
положение электродов относительно оси симметрии соленоида.
Рис. 17.12. Характерные области рабочего объема ТХД:
1 — зона газодинамического ускорения;
2 — область ускорения при cofl < 1;
3 — область электромагнитного ускорения при Щ, ~ 1 4- 3;
4 — прианодный слой
Исследования рабочих процессов в ТХД показали, что эти
двигатели могут работать в нескольких специфичных режимах.
1. Режим теплового ускорения реализуется тогда, когда гео-
метрия магнитного поля и электродов такова, что практически
весь ток замыкается на анод в области, где М<1. Ускорение
потока происходит в расширяющейся части анода, как в газо-
динамическом сопле.
2. Режим электромагнитного ускорения реализуется при
таких значениях концентрации частиц и магнитного поля,
когда Cty, достаточны для появления больших токов , но не
столь велики, чтобы существенно замагнитить электроны
(СО^ ~ 1). Существенному увеличению холловской составляю-
щей объемной силы и соответствующей ей составляющей тяги
двигателя препятствуют по крайней мере два фактора.
При увеличении С0й растет и радиальная составляющая
объемной силы, что приводит к сжатию плазмы к оси и умень-
шению концентрации на границе анода. Таким образом, основ-
ная масса сосредотачивается вблизи оси, где эффект электромаг-
нитного ускорения не столь велик. Одновременно с этим растет
величина магнитной индукции, создаваемой токами Холла, ко-
торая направлена противоположно осевой составляющей индук-
ции внешнего поля, что ослабляет поле в плазме и уменьшает
СПу Т . Снижение проводимости в прианодном слое и незначи-
355
тельное число ионов там приводят к возрастанию энергии элек-
тронов, переносимой в анод, при малом вкладе ускоряемой ион-
ной компоненты в тягу. Это существенно снижает КПД двигателя.
3. Режим ускорения ионов электрическим полем. Режим ра-
боты при наличии существенного падения потенциала в широком
прианодном слое, соизмеримом с разностью потенциалов на
электродах двигателя, аналогичен процессу ускорения ионов в дви-
гателях с замкнутым дрейфом электронов. Такой режим возможен
при подаче части массового расхода в виде ионов сквозь анод.
4. Режим работы с вращающейся токовой неоднородностью.
Неоднородность распределения тока по азимуту является следст-
вием развития ионно-звуковых колебаний в двигателе. Локальное
увеличение концентрации частиц при распространении азимуталь-
ной моды ионно-звуковой волны приводит к уменьшению С0(, и
увеличению проводимости плазмы. Следствием этого является
увеличение плотности тока в области максимума амплитуды
волны и сжатие плазмы в токовый шнур. Этот шнур вращается
со скоростью, близкой к скорости дрейфа. Преобразование скорос-
ти вращения в поступательную скорость способствует созданию
тяги. Эксперименты показали, что этот режим менее эффективен,
чем режим с магнитогазодинамическим ускорением.
Поскольку эффективность различных механизмов ускорения
существенно изменяется при изменении режимов работы (т, J,
В), физические и математические модели процессов различны.
Все вышесказанное существенно осложняет расчет парамет-
ров плаймы, электромагнитного поля и интегральных характе-
ристик двигателей. Методы расчета ТХД пока не разработаны,
и основные данные для их проектирования получают в резуль-
тате экспериментальных исследований.
Проведение магнитозондовых измерений внутри двигателя и
за его пределами в вытекающей струе плазмы в сочетании с из-
мерением направления движения ионов поворотным электричес-
ким зондом по максимуму ионного тока позволили уточнить
физическую модель процессов ускорения плазмы в ТХД. Ре-
зультаты измерений показали, что максимум продольной со-
ставляющей объемной силы, ускоряющей плазму, находится в
области, т<;>1. Ускорение продолжается за пределами анода.
Азимутальное магнитное поле В. внутри двигателя практически
V
линейно спадает по длине (рис. 17.13). Это означает, что ради-
альная плотность тока практически постоянна (Jr~ const). Ско-
рость ионов направлена почти вдоль магнитной силовой линии
внешнего магнитного поля. Это позволило сделать вывод о том,
что геометрия анода должна повторять геометрию магнитной
356
силовой линии внешнего поля. Индуцированное магнитное
поле, создаваемое в плазме токами Холла, направленное проти-
воположно внешнему полю, способствует повороту вектора сум-
марного поля к поверхности анода, что облегчает движение
электронов к аноду.
+ г =8 мм; Д-16 мм; П-2+мм; ► 32мм;&-40мц; о-4И
Рис. 17.13. Распределение азимутального магнитного поля в ТХД
Этот эффект способствует более равномерному распределе-
нию плотности тока по аноду и, соответственно, более равно-
мерному распределению температуры, что и было зафиксирова-
но в эксперименте. Результаты измерений B(?(r, з) , J(r, 2) (зам-
кнутые линии) и fz(r, 2) представлены на рис. 17.13, 17.14,
17.15.
Рис. 17.14. Распределение тока в ТХД
Экспериментальное определение вольт-амперных характерис-
тик двигателя при различных массовых расходах т и внешнем
магнитном поле Ввн выявило наличие кризисных режимов и в
ТХД. Обработка экспериментальных данных позволила опреде-
лить границу устойчивости в виде зависимости, аналогичной
полученной для ТСД:
357
J.BK te - лА 10-7
ц0 am
(17.78)
где BK — магнитное поле на срезе катода.
О 30 50 ТО 90 110 Дем
Рис. 17.15. Распределение ускоряющей объемной силы в ТХД
Эта величина соответствует соотношению электромагнитных
и газодинамических сил, действующих в плазме.
Сопоставление зависимостей, определяющих границу кри-
зисных режимов в ТСД и ТХД, показало, что эта граница ока-
залась универсальной и для ТХД. Эта универсальность обуслов-
лена общностью физических процессов в переносе заряда элек-
тронов на анод поперек магнитного поля.
При больших токах величина магнитного поля у катода
Вк должна быть суммой внешнего и собственного магнитного
поля, т. е. J3K — PKwBH + -®к.с
Интегральные характеристики ТХД. Тяговая характерис-
тика двигателя. Тяга в ТХД имеет несколько составляющих,
соответствующих действующим на плазму силам:
P = f pdS + f (j хВ)г dV-i + J eitEzdV2 .
s v. V..
1 &
Электростатическую составляющую тяги можно не вычис-
лять, так как в тонком прианодном слое с замагниченными
электронами, где она может иметь место, эта составляющая
мала.
Электромагнитная составляющая тяги имеет два члена, оп-
ределяемых взаимодействием токов Холла с внешним магнит-
ным полем Вг и радиальной составляющей плотности тока с
собственным магнитным полем jrB^ :
В-.,- = В + В г •
ЭМ X J
358
Электромагнитная составляющая тяги от тока разряда опре-
деляется уже полученной формулой
Рг = КГ1 10“ 7 J2 .
Значительно сложнее определяется расчетная зависимость
холловской составляющей тяги. При независимом питании со-
леноида интегрирование объемной силы дает приближенную за-
висимость холловской составляющей тяги
ср
Рх =------' (17.79)
Поскольку в эту зависимость входят средние значения Вг ,
параметр Холла в объеме и некоторый геометрический размер
L, она имеет чисто качественный характер и не может исполь-
зоваться для расчета тяги.
Обработка экспериментальных данных по измерению тяги в
некотором диапазоне изменения токов J = 0,4—3 кА, магнитно-
го поля Ввн = 0,05—0,12 Тл, расхода т = 20—120 мг/с позво-
лила получить полуэмпирическую зависимость холловской со-
ставляющей тяги
Px = 0,lJBaDa, (17.80)
где коэффициент тяги 1Г = 0,1; Ва — магнитное поле на срезе
анода; D& — выходной диаметр анода.
Газодинамическая составляющая тяги Рг д определяется в
зависимости от изменения импульса рабочего тела в отверстиях
мультиполого катода
РГд=Л(Ч-1,1) + РК-;?К >
где v2 и Uj — скорости потока на входе в катод и выходе из
него; d — давление на выходе из катода; Fv — площадь по-
перечного сечения катода. Скорость холодного газа мала, а
на выходе из катода v2 равна скорости звука. Тогда газодина-
мическая составляющая тяги будет
Ргд=1,2тпа. (17.81)
Она определяется с точностью до скорости звука, разной
для различных рабочих тел.
Эксперименты по определению холловской составляющей
тяги по создаваемому ею усилию на контур с током в соленоиде
показали, что она достигает 30 40% от полной тяги двигате-
359
ля. Газодинамическая составляющая тяги также существенна и
составляет 30—35% от полной тяги. По мере увеличения тока
разряда возрастает роль тяги, создаваемой взаимодействием ра-
диальной составляющей плотности тока с азимутальным маг-
нитным полем jr В(р . С ростом тока разряда роль холловской со-
ставляющей тяги становится менее значимой. Характерный диа-
пазон мощностей, до которых целесообразно использовать ТХД,
составляет 100 1000 кВт. В более мощных двигателях роль
внешнего поля в большой мере сводится к организации распре-
деления плотности тока по аноду.
Вольт-амперные характеристики двигателей. Расчет ВАХ
ТХД проводится тем же способом, что и характеристик ТСД.
Однако определение величины анодного падения потенциала в
ТХД несколько иное. Различие заключается в том, что при оп-
ределении Д(7& необходимо учитывать влияние внешнего маг-
нитного поля на изменение разности потенциалов, а также вли-
яние суммарного магнитного поля на величину критического
тока двигателя. По уравнению границы устойчивости по ионно-
звуковым колебаниям (17.78) определяется критический ток:
_ 12,56шы;р
кр *к(яа-А
Напомним, что Вк равно сумме внешнего и собственного маг-
нитных полей на наружном радиусе катода, а А*р - .
В&/Вк —0,5
поскольку, как было указано ранее, граница устойчивости уни-
(17.82)
3,6
версальна.
После определения критического тока ТХД с заданными
диаметрами анода и катода для различных магнитных полей и
массовых расходов анодное падение потенциала Д(7а находится
из регрессионной зависимости
даа = Сх (j2 - 4^ + 45В - 10" 4 т . (17.83)
Константа Сд так же, как и при расчете ВАХ ТСД, опреде-
ляется при условии Д(7а 1Пах < 10 В при J > J . Затраты на ус-
корение потока плазмы в вольтовом эквиваленте учитывают
полную тягу двигателя:
&U
уск
2т
360
После определения ВАХ двигателя может быть рассчитана
и характеристика эффективности Т|т = Поскольку при рас-
чете ВАХ было принято ограничение по величине тока
J < J , то на характеристике Т|т = /(/уд) максимум КПД не про-
является. Этот максимум может быть выявлен при J > JKp .
Полный тяговый КПД должен учитывать затраты на подо-
грев катода и создание внешнего магнитного поля
, _ ^УД
|£ Ш + w '
U.K м.п
В качестве примера характеристики литиевого ТХД мощнос-
тью 100' кВт представлены на рис. 17.16.
Рис. 17.16. Характеристики литиевых ТХД мощностью 100 кВт:
а — вольт-амперная характеристика;
б — тяговая характеристика;
в — характеристика эфсрективности двигателя
Двигатели этого типа можно рассматривать применительно
к задачам полетов к Луне и Марсу тяжелых космических аппа-
ратов с большой полезной нагрузкой.
361
Глава 18. Двигатели с электростатическим ускорением
рабочего тела
18,1. Основные схемы электростатических двигателей
Системы и узлы. Как уже указывалось в гл. 15, в электро-
статических двигателях положительно заряженные частицы ра-
бочего тела, которые создают тягу, ускоряются за счет воздей-
ствия на них внешнего электрического поля. Эти частицы дви-
жутся от узлов двигателя, имеющих положительный потенциал,
к узлам, имеющим отрицательный или нулевой потенциал от-
носительно корпуса. Устройства, обеспечивающие фокусировку
и ускорение ионных пучков, называются системами ускорения.
В системах ускорения ЭСД есть специальный узел—источ-
ник электронов. Этот узел в разных типах ЭСД несет дополни-
тельные функции и вследствие этого называется по-разному:
нейтрализатор, катод-компенсатор, внешний катод. На рис. 18.1
показана упрощенная схема любого ЭСД. В действительности от-
дельные структурные части таких двигателей иногда связаны в
единый конструкторский узел, и можно лишь выделить те или
иные процессы, протекающие в различных частях двигателя.
Рис. 18.1. Упрощенная схема ЭСД:
1 — источник ионов;
2 — система ускорения;
3 — нейтрализатор; 4 — система
хранения и подачи рабочего тела;
5 — систем-а электропитания;
6 — система автоматического
регулирования
Рассмотрим более подробно основные процессы, которые
проходят в главной системе двигателя — системе ускорения.
Ускорение ионов и удержание электронов. Ионы или другие
заряженные частицы, полученные каким-либо способом, увели-
чивают скорость в системе ускорения, причем их кинетическая
энергия направленного движения растет за счет подвода элект-
рической энергии из системы электропитания. Но электричес-
кое поле, ускоряя ионы в одном направлении — от анода к ка-
тоду, в обратном направлении может ускорять электроны, со-
здавая тем самым не всегда нужный электронный ток разряда.
Концентрации заряженных частиц в пространстве ускорения
подбирают таким образом, чтобы между ними не было интен-
сивных взаимодействий, тем самым процесс ускорения происхо-
дит без потерь на столкновения, т. е. практически бездиссипа-
тивно. Чтобы ускорять только ионы и удерживать электроны от
362
движения к аноду, обычно используют два способа: магнитный
и электрический.
Магнитное удержание электронов заключается в следующем
(рис. 18.2). В системе ускорения перпендикулярно вектору
электрического ускоряющего поля Е создается радиальное маг-
нитное поле с вектором В. Величина поля В подбирается таким
образом, чтобы оно практически не влияло на траекторию
ионов и препятствовало движению электронов.
Рис. 18.2. Ускоритель с магнитным удержанием электронов:
а. — схема, ускорителя; б — схема продольного сечения
ускорительного канала; в — распределение потенциала, по длине
канала; А — анод; К — катод; 1 — траектории ионов;
2 — траектории электронов; 3 — направление дрейфа, электронов
Кривизну траектории движения заряженных частиц в маг-
нитном поле характеризуют ларморовским радиусом г(Х , кото-
рый определяют как
где помимо обычных обозначений д(Х — заряд частиц вида а .
Тогда указанное выше физическое условие ускорения ионов и
удержания электронов может быть записано в следующем виде:
re <ly< ri ’ (18.2)
где I — характерный размер системы ускорения.
При выполнении условия (18.2) ионы свободно ускоряются,
но большинство электронов удерживаются в системе ускорения.
Однако электроны там не просто вращаются вокруг магнитных
Е
силовых линий, а совершают дрейф со скоростью идр = .
Чтобы дрейф стал замкнутым и электроны в большом количе-
363
стве не попадали на стенки ускорительного канала, последний
делают в виде коаксиальной полости, внутри которой имеются
продольное электрическое и радиальное магнитное поля.
Необходимо отметить, что в случае магнитного удержания
электронов объемный заряд ионов в пространстве ускорения
практически скомпенсирован находящимися там электронами,
т. е. в пространстве ускорения имеется “нейтральная” плазма.
Ионы этой плазмы разгоняются, а электроны закручиваются и
дрейфуют по азимуту, а также по направлению к аноду, что
приводит к ряду особенностей рабочего процесса.
При электрическом или, как иногда говорят, электростати-
ческом способе удержания электронов в системе ускорения ус-
тановлен промежуточный дополнительный электрод, потенциал
которого ниже потенциала летательного аппарата (рис. 18.3).
Рис. 18.3. Схема электрического
удержания электронов (система,
“ускорение — замедление” ):
ИИ — источник ионов;
И — нейтрализатор;
vt — скорость ионов;
vp — скорость электронов;
U — потенциал
В этом случае ускоренные ионы, пролетая мимо промеж-
уточного (иногда говорят — ускоряющего) электрода, несколько
уменьшают свою скорость на выходе из двигателя. Электроны
из нейтрализатора не могут преодолеть этот отрицательный по-
тенциальный барьер.
Данная система называется системой “ускорение—замедле-
ние” и при соответствующем распределении потенциалов на
электродах обеспечивает эффективное ускорение ионов и прак-
тически полное удержание электронов. В системе “ускорение—
замедление” нет электронов в пространстве ускорения, там су-
ществуют только униполярные пучки ионов или других поло-
жительных частиц, в результате чего их пространственный
заряд не скомпенсирован. Это обстоятельство необходимо учи-
тывать при анализе рабочих процессов.
Нужно не только ускорять ионы, но из них сформировать на-
правленный поток частиц. Обе рассмотренные выше системы уско-
рения позволяют это сделать, однако каждая из них имеет свои до-
стоинства и недостатки, которые будут рассмотрены далее.
Нейтрализатор. Как уже отмечалось, на выходе из электро-
статического двигателя установлен катодный узел—нейтрализа-
тор, который в двигателях с магнитным удержанием электронов
364
иногда называют катодом-компенсатором. Электроны из этого
катода предназначены для компенсации заряда потока ионов,
которые уходят из двигателя. В таких двигателях часть элек-
тронов из катода-компенсатора улетает с ионами, часть — идет
к аноду в двигатель. В двигателях с электрическим удержанием
электронов они все уходят с ионами. Таким образом, на выходе
из двигателя необходимо обеспечить равенство ионных и элек-
тронных токов, уходящих от ЛА, поскольку сам аппарат не дол-
жен заряжаться и изменять свой потенциал. Обычно потенциал
плазменного потока превышает потенциал КЛА на 5—10 В.
Практически все современные нейтрализаторы представляют
из себя полые катоды, работающие без дополнительного подо-
грева, т. е. в авторежиме (см. гл. 15). Расход рабочего тела, ко-
торое, как правило, в полых катодах то же самое, что и в ос-
новном пучке ионов, должен был бы быть в \— раз меньше
те
основного расхода, т. е. составлять доли процента. Однако фак-
тически в нейтрализатор необходимо подавать несколько про-
центов от основного расхода. Таким образом, каждый атом ра-
бочего тела, поступивший в нейтрализатор, позволяет получить
30 и более электронов. Энергетическая цена (Се) таких электро-
нов составляет от 5—8 эВ/эл (5—8 Вт/А) для цезия, до 15—20
эВ/эл (15—20 Вт/А) для ксенона.
На двигателе нейтрализатор устанавливают так, чтобы бы-
стрые ионы пучка не вызывали эрозию его наружных поверх-
ностей. Электроны легко попадают из отверстия нейтрализатора
в пучок, поскольку они идут из рабочего объема этого катода
через плазму, вытекающую из нейтрализатора, к аноду данной
разрядной цепи—плазме пучка.
Ресурсы современных нейтрализаторов практически не отли-
чаются от ресурсов катодов газоразрядных камер двигателей и
составляют тысячи часов. Однако при использовании в качестве
эмиттера гексаборида лантана (LaB0) на ресурс приходится об-
ращать особое внимание ввиду эрозии и испарения самого гек-
саборида лантана.
Классификация двигателей. Указанные ранее два класса
электростатических двигателей можно разделить на несколько
групп в зависимости от способов получения заряженных частиц,
конфигурации систем ускорения, назначения двигателей и других
факторов.
Электростатические двигатели с магнитным удержанием
электронов в плазме называются плазменными электростати-
ческими двигателями (ПЭД), двигателями с азимутальным
365
дрейфом (ДАД)* или холловскими электростатическими двига-
телями (ХЭД).
Двигатели с электрическим удержанием электронов и не-
скомпенсированными пучками ионов обычно называют ионными
двигателями (ИД) или униполярными двигателями (УД). Унипо-
лярные электростатические двигатели, в которых ускоряются
заряженные капельки рабочего тела, называются коллоидными
двигателями (КД). Если ускоряются ионы, получаемые в ре-
зультате ионизации полем, то такие двигатели часто называют
полевыми ионными двигателями.
Рис. 18.4. Классификация ЭСД:
1 — электростатические двигатели (ЭСД);
2 — плазменные электростатические двигатели (ПЭД);
3 — ионные двигатели (ИД);
4 — линейный холловский двигатель (ЛХД);
5 — двигатель с анодным слоем. (ДАС);
6 — плазменно-ионный двигатель (ПИД);
7 — двигатель с поверхностной ионизацией (ДПИ);
8 — коллоидный двигатель (КД)
На рис. 18.4 приведена одна из возможных классис]эикаций
ЭСД. Физико-техническое содержание этой классификации по-
дробнее будет рассмотрено в двух последующих разделах.
18.2. Двигатели с замкнутым дрейфом электронов
Основные рабочие процессы. Пространство, в котором про-
исходит магнитное удержание электронов, рационально делать
в виде коаксиальной полости (см. рис. 18.2). Рассмотрим более
подробно рабочие процессы в таких двигателях.
На одном из торцов коаксиального канала расположен анод,
через который в канал подается рабочее тело в газообразном со-
стоянии (рис. 18.5). С наружного конца двигателя, вне вытека-
ющего потока плазмы, расположен катод-компенсатор. Между
катодом и анодом приложено продольное электрическое поле.
Иногда к ДАД относят ТХД или МИД, у которых в основном — магнито-
электрический диссипативный механизм ускорения, хотя и существует азиму-
тальный дрейф электронов.
366
Рис. 18.5. Основные узлы
плазменного электростатического
двигателя:
1 — сердечник;
2 — магнитопроводы;
3 —электрические или постоянные,
магниты;
4 — полюса магнитной системы;
5 — ускорительный коаксиальный
канал;
6 — катод-компенсатор;
7 — анод (стрелкой указано
направление подачи рабочего тела)
В выходной части канала с помощью специальной магнит-
ной системы создано радиальное магнитное поле. Подбирая раз-
меры двигателя, величину и конфигурацию магнитного поля и
ряд других параметров, можно создавать двигатели с азиму-
тальным дрейфом электронов. Размеры Zy канала таких двига-
телей обычно равны нескольким сантиметрам.
Определим величину магнитного поля, если скорость ионов
изменяется от 10000 до 100000 м/с. Для этого используем фор-
мулу (18.1), из которой следует, что
m[t va
В =------, учтем, что vn = \--------т—,
п г J IX тп. А 7
где Wa — энергия частиц сорта а ; т — масса протона; —
относительная масса частицы вида а .
В результате получим при г. > I > г(>
В < 1,43 • 10“ 4 ^W^A,., = 10" Ч v„ Тл, (18.3)
' Uu 1Л 1Л 1Л 4 z
где единица измерения Wa — эВ; единица измерения v — м/с.
Из расчетов по формуле (18.2) можно определить, что
для большинства технически интересных случаев магнитное
поле должно быть 0,01 4- 0,5 Тл. При таких магнитных полях
г(, < 10" 3 м, т.е. удовлетворяется условие (18.2).
При сравнительно небольших скоростях истечения, следова-
тельно, и небольших ускоряющих напряжениях, магнитное
поле будет меньше. Однако тогда, чтобы обеспечить достаточно
эффективное удержание электронов, необходимо увеличить про-
тяженность магнитного поля в канале. Эксперименты показали,
367
что величина магнитного поля и его протяженность связаны
между собой следующей приближенной зависимостью:
В1у = 5 • 10" 4 Тл • м. (18.4)
Электроны, которые выходят из катода-компрессора и начи-
нают двигаться к аноду, попадают в радиальное магнитное
поле, существующее в коаксиальном канале. Там электроны ме-
няют направление своего движения и дрейфуют в основном по
азимуту внутри канала, создавая тем самым замкнутый холлов-
ский ток. В процессе дрейфа за счет различного рода колебаний
растет температура электронов, которые, сталкиваясь с атомами
рабочего тела, идущими от анода к выходу, ионизуют их и те-
ряют при этом свою энергию.
В направлении к аноду растет концентрация электронов,
так как ионы от анода к выходу разгоняются, и их концентра-
ция падает. Движение электронов к аноду существенно ограни-
чено радиальным магнитным полем. Электроны между столкно-
вениями свободно движутся в азимутальном направлении вдоль
поверхностей, близких к поверхностям, образованным силовыми
линиями магнитного поля. Таким образом, пренебрегая влиянием
тепловой энергии электронов и волновыми процессами в плазме,
можно считать, что силовые линии магнитного поля формируют эк-
випотенциали электрического поля в
канале ускорителя. Поскольку
пространственный заряд ионов ском-
пенсирован не полностью, в канале
существует более сложное распреде-
ление потенциала, которое приводит
к частичной расфокусировке ионного
(а соответственно и плазменного) по-
тока (рис. 18.6). Обычно расчет
таких полей и траекторий произ-
водят с помощью ЭВМ или моде-
лируют магнитные поля на
электролитической ванне и рассчи-
тывают затем электрические поля
и траектории ионов.
Образовавшиеся в разных мес-
тах канала ионы под воздействием
внешнего электрического поля ус-
коряются и в основном вылетают
U=225B 220 210 200 170150 120
Рис. 18.6. Распределение
магнитных силовых линий
и эквипотенциален
электрического поля:
---U, В; - - — В; ” - J-
Иногда говорят, что электрическое ноле “повисает” на силовых линиях маг-
нитного поля.
368
наружу. Однако не все ионы летят с одинаковыми скоростями,
так как они образовались в точках с разными потенциалами,
это вызывает снижение . Часть ионов движется не строго
вдоль оси двигателя, в результате чего несколько уменьшается
тяга двигателя и падает T|g . Ускоренные ионы, попадающие на
стенки канала, вызывают эрозию материала стенки и, следова-
тельно, уменьшение ресурса двигателя.
Для того чтобы снизить эти потери, желательно уменьшить
длину зоны ионизации, лучше фокусировать ионный поток и
даже иногда профилировать стенки канала.
На практике существуют
две модификации плазменных
электростатических двигате-
лей с замкнутым дрейфом
электронов: с протяженной и
короткой зонами ускорения.
Первый тип двигателя — с
протяженной зоной ускорения
— называют линейным холлов-
ским двигателем (ЛХД), но в
технической литературе он из-
вестен под названием СПД
(стационарный плазменный
двигатель).
Второй тип двигателя — с
короткой зоной ускорения —
называют двигателем с анод-
ным слоем (ДАС), поскольку у
него ионизация и ускорение
происходят в слое вблизи
анода.
Рассмотрим более подроб-
но рабочие процессы и харак-
теристики каждого из этих
двигателей.
Линейный холловский дви-
гатель был предложен А. И. Мо-
розовым. Один из таких двига-
телей в 1972 г. прошел косми-
ческие испытания на ИСЗ “Ме-
теор”. На рис. 18.7 приведена
схема двигателя, который раз-
вивал тягу от 0,02 Н при токе
2,5 А и напряжении разряда
Рис. 18.7. Конструктивная
схема. ЛХД:
1 — анод;
2 — магнитные катушки;
3 — магнитопровод и полюса
магнита;
4 — ускорительный канал;
5 — изолятор;
6 — поджигающий электрод;
7 — катод из гексаборида
лантана;
8 — пусковой нагреватель;
9 — корпус катода-компенсатора
369
160 В. Рабочим телом был ксенон, скорость истечения которого
составила 10000 м/с.
В ЛХД рабочий канал обычно выполнен из специального
керамического изолятора. Это приходится делать по нескольким
причинам: диэлектрические стенки канала не замыкают про-
дольное электрическое поле, направляют рабочее тело от анода
к области ионизации, не давая ему расходиться вне пространст-
ва ионизации и ускорения; на стенки канала попадает часть ус-
коренных ионов и атомов рабочего тела, поэтому материал сте-
нок должен быть достаточно жаропрочным и износоустойчивым.
По-видимому, в дальнейшем на основе более глубокого изу-
чения рабочих процессов подачи рабочего тела, его ионизации
и ускорения можно будет изменить конструкцию двигателя или
совсем отказаться от изолирующих стенок.
Рассмотрим процессы, в которых участвуют электроны на
своем пути от катода к аноду. Электроны, которые попали в плаз-
менный поток, получили за счет разности потенциалов дополни-
тельную’ энергию при движении от нейтрализатора к выходному
отверстию двигателя. В районе среза двигателя, когда они начи-
нают вращаться по азимуту, растет энергия их азимутального
дрейфа, возникают электромагнитные колебания, связанные с раз-
ными скоростями этого движения отдельных слоев электронов.
В плазме по длине канала и по азимуту тоже возникают ко-
лебания, которыми можно объяснить электронную проводимость и
некоторые другие процессы, взаимосвязанные с градиентами маг-
нитного и электрического полей, с изменением концентрации за-
ряженных частиц. Часть электронов во время своего дрейфа стал-
кивается с атомами и стенками, перемещаясь при этом под воз-
действием электрического поля по направлению к аноду.
Вследствие всех этих процессов растет температура электро-
нов, постепенно дрейфующих в канале двигателя от выхода в
направлении к аноду. Когда энергия электронов станет доста-
Рис. 18.8. Зависимость
напряжения U и тяги
двигателя Р от
напряженности
магнитного поля В
точной для ионизации атомов рабоче-
го поля kTe >10 эВ (а это происходит
внутри канала), то будет расходовать-
ся на ионизацию. Температура элек-
тронов перестает расти, а дальше к
аноду Тр падает до (5—10) 104 К.
При изменении величины и кон-
фигурации магнитного поля изменя-
ются параметры разряда и интеграль-
ные характеристики двигателя, при-
чем существуют оптимальные конфи-
гурация и градиент напряженности
магнитного поля. На рис. 18.8 видно,
370
что тяга в основном не зависит от величины магнитного поля.
Частичное влияние В на Р связано с некоторыми изменениями
процессов ионизации, колебаний и др.
Рабочее тело в газообразном состоянии подается по трубке
в анодную коробку, где с помощью системы дефлекторов и от-
верстий равномерно распределяется по всей прианодной облас-
ти. Двигаясь внутри канала к выходу из двигателя, практичес-
ки все атомы ионизуются за счет
столкновений с электронами. Образо-
вавшиеся в результате этих процес-
сов ионы начинают свое движение в
электростатическом поле. Ионы, ко-
торые ударяются о стенку канала,
там рекомбинируют, атомы отлетают
обратно в объем канала, где часть из
них опять может быть ионизована.
Такого рода процессы приводят к
уменьшению коэффициента использо-
вания рабочего тела до 0,9. Неодно-
родность ионизации и разлет ионов
вызывают неравномерность распреде-
ления плотности ионного тока по се-
чению как в самом канале, так и в
плазменном потоке, вылетающем из
двигателя.
Рис. 18.9. Вольт-амперная
характеристика ЛХД:
1 — т = 1,8 • 10“ 6 кг/с ;
2 — т = 2,3 • 10“ 6 кг/с ;
3 — тп = 3,8 10 6 кг/с
Типичная вольт-амперная характеристика ЛХД представле-
на на рис. 18.9. Из нее видно, что при малых напряжениях ио-
низация недостаточна (ВАХ растет), далее существует область,
в которой происходит полная ионизация и, наконец, область,
где часть ионизованного рабочего тела попадает на стенки, а
ток немного возрастает только за счет электронной компоненты,
которая зависит от магнитного поля.
На основе указанных выше весьма упрощенных представле-
ний о рабочем процессе ЛХД можно рассчитать основные пара-
метры двигателя.
Определение параметров начнем с процесса ионизации. Как
известно, вероятность ионизации Ри можно вычислить по фор-
муле (15.14)
Скорость электронов в азимутальном дрейфе ve равна Е/В,
отсюда Ри = 1 - ехр
. Оценим, при каких концентра-
371
циях электронов, ионов и атомов можно получить хорошую ио-
низацию (Ри>0,5).
<ai Ve >
При Z п(1-----:— > 5 вероятность ионизации близка к еди-
Va.
5va
нице. Отсюда по >----------. Для простоты примем, что
Ve >
= 2 • 102 м/с; ги = 2-10"2 м; а,. = 10“19 1/м2;
Е = 104 В/м; В = 2 • 10" 2 Тл.
Вычисления показывают, что при пе ~ t = па > 1018 1/м3;
Ри -> 1,0. Теперь можно рассчитать плотность ионного тока:
h ~ jp.m ~ Ри епа Va * (18.5)
Подставляя полученные выше величины в формулу (18.5),
определим, что при Ри = 1 Д = = Ю3 А/м2. Более точные рас-
четы, результаты которых приведены на рис. 18.10, позволяют
определить связь между длиной ионизации и плотностью тока.
Рис. 18.10. Зависимости длины
ионизации 1М от плотности
ионного тока j* при 1К = 0,04м;
Е = 1500 В/м; kTe ~ 10 эВ;
Та = 600 К: 1 - Cs; 2 - Mg;
3 - Хе; 4 - Li; 5 - Кг;
6 ~ Аг; 7 — N; 8 — Н;
9 - Не
Уже в области интенсивной ионизации ионы начинают ус-
коряться за счет внешнего электрического поля. Вследствие
того что ионы образуются в различных местах канала и прохо-
дят при ускорении неодинаковую разность потенциалов, они
имеют разные скорости. Это приводит к снижению эффектив-
ности работы ЛХД (Т]р ~ 0,93).
Разлет ионов также уменьшает эффективность использова-
ния энергии, подводимой к движителю (Т]5 = 0,95). Ионы, попа-
дающие на стенки, полностью теряют свою энергию и, как уже
отмечалось, вызывают эрозию изолятора, причем интенсивность
износа зависит от энергии ионов и угла их падения на стенку.
372
Эрозия изолятора начинается в области интенсивной иони-
зации. Максимально изнашивается выходная часть изолятора,
поэтому приходится принимать специальные меры: профилиро-
вать магнитное поле так, чтобы его наибольшая напряженность
была у наружного торца канала, делать стенки изолятора более
толстыми, повышать устойчивость разряда и др.
. В настоящее время ресурс ЛХД доведен до нескольких
тысяч часов. Это зависит от разрядного напряжения, т. е. от
энергии ионов, конфигурации магнитного поля и целого ряда
других факторов.
Ресурс т приближенно можно определить по формуле
Jr
П "cm е
ТР - - , ,
(18.6)
где Q — объем материала
угле расширения пучка 90
изолятора, выбиваемый ионами при
; пет — концентрация частиц изоля-
тора; S — коэффициент катодного распыления; Ру ~ |3ДВ ,
0,8 < [Здв < 0,95; J —ионный ток из двигателя.
Тяговый КПД двигателя может быть записан в виде
Т|т = Т|у Т|к Т|5 Т|„ рдв . Ранее были указаны величины [Здв , Т|5 и
. Определим теперь Т)у и Т)к :
~ Пэ ~ WK + SNnoT ’ (18'7)
где Т| — КПД преобразования подведенной энергии в кинети-
ческую энергию потока; 2VK — кинетическая энергия потока на
выходе из двигателя, Вт. Иногда мощность удобнее считать не
в абсолютных (Вт), а в относительных размерных величинах,
отнесенных к амперу ионного тока или к одному иону, т. е.
= эВ/ион; WnoT = + NBCT + NCT , причем 2УИ — затраты
мощности на ионизацию,
2/гтл
е
)
~ (2—3) <р; Jt =
w„= <?,- +
N.m — мощность, необходимая для функционирования раз-
личных систем двигателя (катода-компенсатора, электромаг-
нитов, систем подачи рабочего тела, систем управления),
^=(0,014-0,05)^; Яст — мощность, отдаваемая стенке по-
током ионов, = (0,05 4- 0,2) N .
С J **.
373
Из приведенной формулы видно, что у ЛХД Т|т зависит от
целого ряда факторов. В частности, ионы ускоряются не пол-
ным разрядным напряжением С7р , подведенным к двигателю, а
только усредненным ускоряющим напряжением Z7y , которое можно
вычислить по приближенной формуле Uy « Up - Д£7И - ДПК , где
ДПИ — изменение потенциала на участке ионизации Д17и ~ 4(рг- ;
ДП — разность потенциалов между плазменным потоком и
корпусом катода-компенсатора, Д17к = 5 10 В. Тягу и удельньш
импульс легко определить из следующих выражений:
л шт"
Р = (Здв m = 1,38 • 104 [Здв т У~~- ;
. ЛШ7~
Jva = В V-----z = 1,38 104 В .
уд гдв т ГДВ А
р.гп -п-
На рис. 18.11 показано, что разрядное напряжение влияет
на изменение отдельных параметров ЛХД. Наличие минимума
цены тяги С! = объясняется тем, что с ростом IP вначале
т 21]т р
заметно увеличивается , а затем при малом приращении Т|
скорость продолжает расти.
Рис. 18.11. Влияние разрядного напряжения
на параметры СПД
При изменении размеров ЛХД в какой-то мере желательно
сохранить близкое к оптимальному подобие его отдельных час-
тей. Если за базовый размер принять средний диаметр канала
, то остальные размеры (ширину канала bv , его длину Zw ,
iJ JtS< JX
толщину hK ) можно найти из соотношений
0,2 <-^<0,3; 0,3 <-^<0,5; 0,05 < < 0,15 .
"^cp ^ср -^ср
374
Однако при значительном увеличении размеров двигателя
необходимо помнить, что длина канала должна быть несколько
больше длины ионизации, ширина канала и толщина изолятора
зависят от конфигурации магнитного поля и ресурса двигателя.
Таким образом, используя заданные величины Р, I и т. д.,
из совокупности У- параметров ЛХД можно определить все ос-
тальные: U, J, /и, Т|т , Тр и рассчитать характеристики таких
двигателей.
В большинстве случаев зависимости одних параметров от
других настолько сложны, что их теоретически вычислить до-
вольно трудно, и приходится использовать приближенные рег-
рессионные зависимости. Так, например, для одного из ЛХД
было получено, что при 0,5 < т < 3 мг/с
и» = - 72,4 + 184m - 36,6m2 ;
J = - 0,7116 + 0,005399^ + 1,8144m +
p p
+ 0,1594 • 10" 5Z72 - 0,1495m2 - 0,2 • 10“ 2mU ;
P = 2,3158 - 1,7586m + 0,003789i7p Jp + 0,4761/n2 -
- 0,6306 • 10" X J2 + 0,6117 • 10" 3mt7n J ,
p p p p
где единица измерения Ур — В, Jp — А, Р - 10 2 Н.
Двигатель с анодным слоем. Этот двигатель был предложен
А.В. Жариновым и в настоящее время обследован достаточно
обстоятельно теоретически и экспериментально, прошел первые
космические испытания.
В ДАС анод расположен
внутри коаксиального метал-
лического канала, катод на-
ходится снаружи двигателя
(рис. 18.12). Сильное магнит-
ное поле примыкает непо-
средственно к аноду, около
которого создается слой за-
магниченных электронов.
Электроны ионизуют атомы
рабочего тела, поступающего
из анода. Образовавшиеся в
Рис. 18.12.
Принципиальная
схема ДАС:
1 — магнито-
провод;
2 — катушка
электромагни-
тов; 3 — анод;
4 — стенка, ка-
нала;
5 — катод
этом анодном слое ионы ускоряются внешним электрическим
полем, приложенным между анодом и катодом. Определим вна-
чале взаимосвязь между параметрами рабочего процесса, толщи-
ной слоя и величиной магнитного поля.
375
Обычно принимают, что толщина анодного слоя 1С примерно
равна циклотронному радиусу электронов и меньше длины ус-
/ т* V« 7 о
корительного канала, т. е. 1с « —— < . Эксперименты показа-
ли, что кинетическая энергия электронов около анода примерно
равна V2 (е Ц) , откуда можно определить скорость электрона
v . В анодном слое необходимо ионизовать практически все ра-
бочее тело, т. е.
Р
и
Это возможно,
= 1 - ехр - 1С
-> 1 .
J
с ЛХД, когда
v„
П;
как и в случае
<cri Ve > Па те.
eva В
Принимая, например, для ксенона
сс/. ve > = 10 13 м3/с; тга=1019 1/м3;
Up = 103 В/м; va = 3 • 102 м/с,
получаем В > 0,085 Тл.
Из приведенных расчетов видно, что существуют тесные
взаимосвязи между различными параметрами рабочего процес-
са. Так, например, для уменьшения продольной электронной
проводимости необходимо увеличивать магнитное поле, тем
самым сокращая ширину прианодного слоя. Однако в тонких
слоях трудно обеспечить необходимую ионизацию рабочего тела.
Рассмотрим пример другой взаимосвязи. С уменьшением
расхода рабочего тела уменьшаются концентрации атомов и
электронов, следовательно, ухудшается и ионизация в слое. Это
приводит к тому, что существует некоторая минимальная плот-
ность тока ионов, ниже которой ионизация недостаточна. Рас-
четы и эксперименты показали, что должны быть д- > 1000—
1500 А/м2 и л,- > 5 • 1017 1/м3.
Радиальная напряженность магнитного поля Вг и продоль-
ная напряженность электрического поля Ег распределены в ка-
нале неэквидистантно. Вследствие этого азимутальная дрейфо-
вая скорость электронов и = ЕУВ,. изменяется по длине кана-
ла, т. е. электроны в разных плоскостях канала дрейфуют с
376
разными скоростями. Кулоновские и коллективные взаимодей-
ствия электронов приводят к колебаниям, повышающим темпе-
ратуру электронов.
Большая кинетическая энергия электронов, попадающих на
анод, вызывает его разогрев до высоких температур, но рядом
с анодом находятся полюса магнитов, температура которых не
должна превышать точку Кюри, выше которой исчезают ферро-
магнитные свойства материалов. Для большинства материалов
точка Кюри лежит ниже 1000°С, поэтому возникают трудности
с теплоотводом от анода и конструктивным решением всего
этого узла.
Для больших скоростей истечения, а следовательно, высо-
ких Uy и значительных энергий электронов выход был найден
созданием двухступенчатых систем (рис. 18.13).
Рис. 18.13. Основные узлы
двухступенчатого ускорителя:
1 — анод; 2 — катод ступени I —
анод ступени II;
3 — стенка ступени II;
4 — башмаки магнитов;
5 — ось симметрии двигателя;
6 — катушки электромагнитов;
7 — катод-нейтрализатпор
В таких двигателях ионизация и начальное ускорение про-
исходят в первой ступени. Для этого на нее подается потенци-
ал 100—300 В, положительный относительно основной уско-
ряющей ступени. В этих условиях удается, во-первых, хоро-
шо ионизовать рабочее тело при сравнительно низких темпе-
ратурах анода, отодвинутого от магнитных полюсов, и, во-вто-
рых, улучшить фокусировку ионного потока. Таким образом,
здесь имеются два узла двигателя: источник ионов и система
ускорения.
Рассмотрим теперь характерные параметры ДАС.
В этих двигателях существуют оптимальные соотношения
геометрических параметров канала: длины ZK и ширины
“ = 1-3.
XV
Диапазон изменения тяги ДАС определяется возможной гео-
метрией канала. Если существенно уменьшить размеры канала,
то ухудшатся ионизация и фокусировка потока. С учетом изло-
женного ранее надо увеличивать В, но в этом случае магнитное
поле может уже влиять на траектории ионов, что крайне нежела-
тельно.
377
Рис. 18.14.
Во лът-амперные
характеристики
двухступенчатого ДАС
Увеличение размеров двигателя возможно, но при этом не-
в больших двигателях ухудшается
магнитная фокусировка ионного по-
тока и возрастают трудности с отво-
дом тепла от двигателя.
Выбор схемы двигателя (одно-
ступенчатой или двухступенчатой)
позволяет получать скорости
8000 ч- 100 000 м/с, что удовлетво-
ряет требованиям различных транс-
портных задач. Комбинируя разме-
ры двигателя, расходы рабочего
тела и скорость истечения, можно
создавать двигатели с тягой
10“ 2 - 10 Н.
На рис. 18.14 приведены вольт-ам-
перные характеристики 1 и 2 двухсту-
пенчатого ДАС, работающего на вис-
муте при т2 > т^ и имеющего единый источник электропитания.
Коэффициент использования рабочего тела в ДАС высокий
((3 ~ 0,95), коэффициент полезного действия равен 0,5—0,8 и в
основном зависит от схемы двигателя и скорости истечения
(рис. 18.15).
Это можно объяснить следующим образом. Как обычно,
КПД двигателя Т|т запишем в виде
(18.8)
N +LN
’к ’пот
где NK — кинетическая энергия потока ионов,
Рис. 18.15. Зависимость КПД и удельного импульса
от напряжения для двухступенчатого ДАС
378
Рдв
Nk = . LNaov = + JYCT + 2Va + лгвсд ;
1 у
где — мощность, необходимая для ионизации рабочего тела,
= С. J. ; С. — энергетическая цена иона, 30 < С£ < 100 Вт/А
(эВ/ион); Ncv — мощность потока ионов, бомбардирующих стен-
ки’ ^сТ ” (1 ~ py) , Для одноступенчатой схемы ру = 0,9; для
двухступенчатой схемы [Зу » 0,99; N& — мощность, выделяющая-
ся на аноде, 7Vn = 0,5=7^ Uy ; Авсп — мощность, необходимая для
различных систем двигателя (электромагнитов, нейтрализатора
и т. п.), 7V = 0,05 N .
-MVXL xv
Подставляя все эти зависимости в формулу (18.8), получаем
(при Т|5=0,95 и Т|п ~ 1,0) выражение для определения Т|т :
J. U
______________________________I у___________________________
т " |jf иу + С( J, + (1 - ₽у) J, иу + 0,5J( Vy + 0,05Jf и/
= 7------С.-----V (18’9)
2,55 + -гтг— В
U ’у
I у )
Ресурс двигателя зависит от конфигурации магнитных
полей, толщины металлических стенок канала, напряжения ус-
корения. Ресурс можно рассчитать, как обычно, по формуле
(18.6), причем надо учесть, что вместо параметров материала
диэлектрической стенки надо подставлять характерные парамет-
ры металлической стенки. Исследования таких ускорителей по-
казали, что их ресурс может составлять несколько тысяч часов.
18,3. Ионные двигатели
Характерные особенности рабочего процесса. В ионных (уни-
полярных) электростатических двигателях обычно можно выде-
лить характерные функциональные узлы: источники ионов, сис-
темы ускорения, нейтрализаторы.
Познакомимся подробнее вначале с процессами, протекаю-
щими в системе ускорения, которая формирует и ускоряет ион-
ные пучки и которую часто называют ионно-оптической систе-
мой (ИОС). Типичная схема ИОС приведена на рис. 18.16.
Ионы эмитируются с поверхности 1, которая может быть или
наружной стороной поверхностного источника ионов, или грани-
цей плазмы в объемном источнике ионов, или границей жид-
кости в источнике тяжелых заряженных частиц коллоидного
379
двигателя. Эмитирующая поверхность соприкасается со стенкой
источника ионов и находится под его потенциалом Уи , положи-
тельным относительно корпуса КЛА.
Рис. 18.16. Схема трех электродной ионно-оптической системы:
1 — эмитирующая поверхность; 2 — стенка, источника ионов;
3 — ускоряющий электрод; 4 — основной (тяговый) источник
электропитания; 5 — источник электропитания ускоряющего
электрода; 6 — нейтрализатор; 7 — выходной электрод;
8 — выходная граница плазмы вылетающего пуч.ка
Величина Уи определяется скоростью истечения ионов из дви-
гателя, так как и. = \---- . Эмитирующая поверхность (твердая
777*^
или плазменная) обычно бывает вогнута внутрь источника
ионов, что позволяет получать хорошо сфокусированные ионные
пучки. Промежуточный электрод 5, его иногда называют вытя-
гивающим или ускоряющим электродом, имеет потенциал U ,
отрицательный относительно корпуса КЛА. Величина этого по-
тенциала определяется несколькими соображениями.
Во-первых, этот потенциал необходимо сделать настолько
большим, чтобы на оси пучка был отрицательный потенциал,
несмотря на собственное положительное поле ионов. Это будет
препятствовать пролету электронов от нейтрализатора к источ-
нику ионов. Для современных ИОС 500 < U < 1500 В.
Во-вторых, рост этого потенциала дает возможность увеличить
плотность вытягиваемого ионного потока, поскольку на начальном
участке на ионы действует вытягивающее электрическое поле Е,
которое зависит от суммарного потенциала |17ВЬ1Т | = |УИ | + |t7np | и
размеров ИОС.
380
В-третьих, увеличение отрицательного потенциала промеж-
уточного электрода приводит к его повышенной эрозии вследст-
вие бомбардировки ионами перезарядки. Этот вопрос позже
будет рассмотрен более подробно.
Такое противоречивое влияние Ппр на характеристики ИОС
заставляет более внимательно увязывать эту величину с осталь-
ными параметрами двигателя.
Выходной электрод 7 и нейтрализатор 6 непосредственно
связаны с корпусом КЛА и, естественно, имеют нулевой потен-
циал. Электроны, которые выходят из нейтрализатора, попада-
ют в пучок и компенсируют пространственный заряд ионов,
вследствие чего потенциал пучка не превышает больше, чем на
10—15 В, потенциал КЛА. На этой эквипотенциали ИОС обра-
зуется выходная граница 8 плазмы пучка.
Тяговая мощность потока плазмы, вытекающей из двигате-
ля, создается за счет источника электроэнергии 4. Источник
электроэнергии 5 должен иметь небольшую мощность, посколь-
ку ионные токи на промежуточный электрод 3 в 25—30 раз
меньше •основного ионного тока.
Иногда не делают специального третьего электрода с отверс-
тиями для выхода ионных пучков, этим электродом является
стенка единого выходного отверстия двигателя (рис. 18.17).
Рис. 18.17. Схема двухэлектродной
ионно-оптической системы:
1 — источник ионов; 2 — промежуточный
(ускоряющий) электрод;
3 — униполярные ионные пучки;
4 — граница, нейтрализованной струи
(граница плазмы пучка);
5 — нейтрализатор;
6 — корпус двигателя
Конструкции двигателей 2-электродной ИОС несколько
проще, чем конструкция 3-электродных ИОС, но ресурс у них
меньше вследствие усиленной эрозии задней стенки промеж-
уточного электрода.
Расчеты ИОС ведутся для ячеек ИОС, т. е. частей ИОС,
формирующих и ускоряющих единичный ионный пучок. При
расчете обычно используют следующие уравнения сохранения:
массы div(nz v;) = 0 ; (18.10)
dvi
импульса ——' = eE = e grad U ; (18.11)
dx
381
eni
электрического поля — = - div Е = - div grad U , (18.12)
eo
— 19
где e0 — диэлектрическая постоянная, e0 = 8,856- 10 “ Ф/м.
Из этих уравнений видно, что для роста плотности тока
= eni vt надо усиливать внешнее поле Е. Увеличить Е можно
либо за счет роста U, либо за счет уменьшения размеров ячейки
ИОС и, следовательно, отдельного пучка. Потенциал U ограни-
чен, поскольку он связан с оптимальными значениями скорости
истечения ионов (т. е. потенциалом источника ионов) и с ресур-
сом, который зависит, в частности, от потенциала промежуточ-
ного электрода.
Уменьшение размеров каждой ячейки ИОС приводит к зна-
чительным конструктивным и технологическим трудностям, по-
скольку приходится увеличивать число ячеек, принимать меры
для сохранения их геометрии и т. д.
Пучки обычно бывают двух типов—осесимметричные и
плоские. В обеих ИОС можно варьировать отдельные параметры
ячейки. В настоящее время размеры ячейки 0,5 -ь 3 мм и зави-
сят от целого ряда факторов. Для получения максимального
ионного тока в двигателе желательно увеличивать отношение
площади отверстий в ИОС F0TB к полной миделевой площади
ИОС Kj>j0C - Это отношение обычно называют прозрачностью
ИОС и обозначают .
Для осесимметричных ИОС с гексагональным расположени-
ем отверстий диаметром d и перемычкой между отверстиями
протяженностью а величину Ср можно вычислить из следующе-
го соотношения:
0,9
1 1 + (a/dy
Для ИОС, которые имеют электроды шириной а и зазор
между ними d и формируют плоские пучки, можно получить
F 1 + (а/ d)
Обычно ср равно 0,4—-0,7. Рост <3F за счет уменьшения а
ослабляет электростатическое поле и снижает вытягиваемый
ионный ток.
Сам расчет ИОС сводится к решению системы уравнений
(18.10)—(18.12), которое обычно выполняют или с помощью
382
ЭВМ, или на моделирующей электролитической ванне с про-
странственным зарядом.
Процедура определения наилучших параметров ИОС основа-
на на последовательном переборе результатов расчетов различ-
ных ИОС для получения ионных пучков с заданными характе-
ристиками. Естественно, что для увеличения плотности ионного
тока, а следовательно, и миделевой тяги двигателя желательно
уже на границе с источником ионов, около которой больше вли-
яет их пространственный заряд, сообщить ионам некоторую на-
правленную начальную скорость, зависящую от потенциала
плазмы в источнике UQ .
В этом случае плотность тока может быть вычислена по
формуле
а- [К+^«Ж2++^/4]2 • (18-13)
При Uq = О эта формула сводится к обычной зависимости
“3/2”:
а/2е Цвыт
= (18Л4)
' у
В реальных условиях плотность тока зависит от размера от-
верстия d, ускоряющего зазора Z , толщины электродов Ъ и
других факторов. Для большинства случаев можно использовать
следующую зависимость:
4р d
о 1 л-выт “ /ч о 1
/, = 8 10 — (18.15)
Полный ток двигателя легко вычислить по формуле
= (18.16)
У всех ЭРД ресурс определяется в основном ресурсом их
системы ускорения. Рассмотрим подробнее этот вопрос для ИОС
униполярных ЭСД. Опираясь на расчеты ИОС и тщательную от-
работку этих систем, можно добиться, чтобы ускоренные ионы
рабочего тела практически не попадали на электроды. Однако в
системе ускорения имеется небольшое количество атомов рабо-
чего тела, выходящих из источника ионов. В пучке происходит
резонансная перезарядка ускоренных ионов с этими атомами.
Сечение перезарядки достаточно велико (рис. 18.18), поэтому
образуется заметное количество медленных ионов, которые раз-
гоняются к отрицательно заряженному ускоряющему (промеж-
383
Рис. 18.18. Сечения
резонансной перезарядки Ср
для различных рабочих тел
уточному) электроду и вызыва-
ют его эрозию. Быстрые ней-
тральные атомы в основном вы-
летают из двигателя.
Приближенно по формуле
(18.16) можно вычислить ресурс
ИОС
Qn е
= 3 (1 - |3yyf ’ (18’
где пэ — концентрация частиц
материала электрода;
|3у = ехр П.а /иос 1,
атомов рабочего тела в
0,97 < (3 > 0,99 ; па — концентрация
ИОС и источнике ионов; %ос — длина ИОС.
При более точных расчетах надо определять траектории
ионов, образовавшихся в разных местах ИОС, и вызываемые
ими локальные разрушения поверхности. В результате теорети-
ческих и экспериментальных исследований ряда ионных двига-
телей было показано, что их ресурс уже сейчас составляет
около 104 ч и может быть повышен в 2—3 раза.
Рассмотрим теперь подробнее особенности рабочего процесса
и характерные параметры отдельных типов униполярных
электростатических двигателей.
Плазменно-ионные двигатели. Типичная схема таких двига-
телей приведена на рис. 18.19.
Рис. 18.19. Принципиальная
схема ПИД:
1 — подвод рабочего тела;
2 — полый катод;
3 — смена газоразрядной камеры;
4 — анод; 5 — электромагнит;
6 — выходной электрод;
7 — вытягивающий электрод;
8 — нейтрализатор
Рассмотрим вначале подробнее рабочий процесс в источни-
ках ионов ПИД. В настоящее время наибольшее распростране-
ние получили ионные источники типа Пенийнга. В них элек-
троны, эмитируемые в полом катоде, попадают в газоразрядную
камеру (ГРК), стенки которой имеют потенциал катода. Элек-
троны не могут сразу попасть на анод из-за магнитного поля В
384
создаваемого электромагнитом. Электроны, вылетая из катода,
движутся, вращаясь вокруг магнитных силовых линий, к про-
тивоположному торцу ГРК, который иногда называют антикато-
дом. Вблизи этой стенки, имеющей потенциал катода, электро-
ны останавливаются и начинают двигаться назад к катоду, со-
вершая тем самым колебательные движения от одной стенки до
другой . Постепенно за счет столкновений с атомами и ионами
рабочего тела, а также друг с другом электроны диффундируют
на анод.
Таким образом, хотя размеры ГРК намного меньше длины
свободного пробега электронов, они хорошо ионизуют рабочее
тело своими многократными осцилляциями в объеме камеры.
В объеме газоразрядной камеры обычно некоторые парамет-
ры значительно неравномерны: концентрации электронов, ионов
и атомов, энергии заряженных частиц, направления и интен-
сивности магнитных и электрических полей и т. п. Это связано
с большим числом различных взаимосвязанных процессов, ко-
торые будут рассмотрены дальше.
До сих пор редко применяют достаточно подробные физико-
математические модели рабочих процессов в ГРК, которые
можно было бы использовать в инженерных расчетах. Поэтому
чаще приближенно рассчитывают отдельные процессы, опреде-
ляя основные характеристики разрядной камеры.
В зависимости от плотности тока, которую может вытянуть
ИОС, необходимо задавать концентрацию ионов в ГРК. Обыч-
но n.j » 1019 1/м3.
По известной уже формуле (15.14) можно вычислить веро-
ятность получения плазмы с концентрацией п- = пе = п& :
Ри = 1 - ехр - /и па
<П(- ve.
Расчеты показывают, что длина ионизации сравнительно
небольшая (/и ~ 10” 2 м) и меньше длины ГРК, поэтому в объеме
камеры в основном находится хорошо ионизованная плазма.
Даже те ионы, которые попали на стенки и там рекомбиниро-
вали, могут вновь ионизоваться. Энергию, необходимую для ио-
низации, электроны набирают, выходя из плазмы полого катода
в плазму ГРК.
Длину свободного пробега электронов до столкновения с атомом можно он
ределить из формулы = l/oyr,,. При « 10 1J м^ и пл » 10‘ 1/м ~ 1 м.
385
Естественно, что в объеме камеры происходит максвеллиза-
ция электронов, но в ряде случаев в плазме есть две группы
электронов: быстрых из катода и термализованных в объеме. В
случае больших градиентов электрических и магнитных полей
возможно повышение температуры электронов за счет возникно-
вения электромагнитных колебаний в плазме.
Как уже отмечалось, конфигурации катода, анода, магнит-
ного поля подбирают так, чтобы электроны, которые вышли из
катода и двигаются вдоль магнитных силовых линий, не могли
сразу попасть на анод. Из этих соображений анод делают не-
большим, однако необходимо помнить, что анод только за счет
излучения сбрасывает тепло, приходящее с электронами, следо-
вательно, удельные тепловые потоки на анод не должны превы-
шать 5—10 кВт/м2.
Обычно плазма имеет положительный потенциал относи-
тельно стенок ГРК, поэтому ионы из объема камеры летят на
ее стенки, в частности и на антикатод, где они могут вылететь
через отверстия и попасть в ИОС. Те ионы, которые столкнутся
со стенкой разрядной камеры, рекомбинируют. Вновь возникшие
атомы надо опять ионизовать. Вследствие этого и ряда других
процессов (диффузии электронов, разлета атомов из тех мест, где
рабочее тело подается в ГРК и др.) концентрации ионов в различ-
ных частях камеры могут различаться в несколько раз. В ряде
случаев принимаются меры для выравнивания ионного тока, по-
падающего в ИОС. Однако в ГРК только небольшая доля ионов
уходит в отверстие антикатода. Это приводит к увеличению энер-
гетических затрат на получение ионов. Минимальную цену иона
(Cz)niin легко рассчитать следующим образом:
(е(р. + 2kT ) F,
_ 1 ‘___в д fl я
min ~ Г ’
г 0
(Ч)
где F} — полная площадь ГРК, за исключением площади анода;
Го — площадь отверстий антикатода, которая составляет при-
мерно половину его миделя (ор=0,5).
Чаще бывает, что =- > 10, поэтому (Cf)min лежит в пределах
**0
90—300 эВ/ион (90—300 Вт/А). Наименьшее значение получают
на цезии, поскольку у него минимальный потенциал ионизации.
Эксперименты показали, что величина Те составляет обычно
e<pf _ 23
0,7 -г- , где к — постоянная Больцмана, к = 1,38 • 10 Дж/К.
Для того чтобы ионы не попадали на стенки ГРК, около задней
386
и боковой стенок камеры ставят аноды
и создают специальное магнитное поле,
схема которого показана на рис. 18.20.
Здесь у магнитов разноименные полюса
расположены рядом, тем самым создает-
ся практически непрерывная магнитоэ-
лектрическая стенка, препятствующая
попаданию ионов и электронов на кор-
пус камеры и анод, причем ионы удер-
живаются электрическим, а электроны
— магнитным полями. Магнитно-
электростатическое удержание плазмы
(МЭУП) позволяет снизить цену иона до
десятков эВ/ион даже для таких рабо-
чих тел, как инертные газы, у которых
(р, >10 В. В источниках с МЭУП можно
получить практически одинаковую (до
95%) по радиусу плотность вытягивае-
мого ионного тока. Магнитное поле от
отдельных магнитов проникает в плазму
на расстояние шага между ними. Для
маленьких ГРК такая схема мало эффективна и ее в основном
применяют в ПИДах с размерами, большими 150 мм. Конструк-
тивно источники с МЭУП более сложны, в них могут возникать
дополнительные неустойчивости разряда.
Помимо камеры с разрядом на постоянном токе созданы
ионные источники, в которых используются высокочастотные
электрические и магнитные поля. Под влиянием высокочастот-
ного поля, создаваемого внешним генератором, электроны в
объеме источника (рис. 18.21) разгоняются до скоростей, необ-
ходимых для ионизации атомов рабочего тела. Электроны ко-
леблются с частотой поля, отставая по фазе на 90“, и в среднем
Рис. 18.20 Схема,
газоразрядной камеры
с магнито-электричес-
ким.
удержанием плазмы:
1 — корпус;
2 — катод;
3 — аноды;
4 — м.агн
Рис. 18.21. Схем.а. ионного источника,
с высокочастотным разрядом:
1 — корпус газоразрядной камеры
(ГРК) из диэлектрика;
2 — анод, вытягивающий электроны
из ГРК;
3 — канал, для подачи рабочего тела;
4 — катушка.; 5 — ВЧ-генератор;
6 — ускоряющий электрод;
7 — замедляющий электрод;
8 — нейтрализатор
387
энергию не отбирают. Если же электрон сталкивается с другими
частицами, то часть его энергии теряется, электрон отстает от
поля, которое его опять ускоряет. При ослаблении поля элек-
трон возвращает свою энергию обратно во внешнюю цепь. В за-
висимости от типа разряда, напряженности и конфигурации
полей при определенном соотношении параметров разряда в
ГРК наступают резонансные колебания, при которых ионизатор
имеет наилучшие характеристики.
Высокочастотные источники являются весьма экономичны-
ми, поскольку в них электроны расходуют энергию только
после акта ионизации или столкновения. Образующиеся ионы
могут рекомбинировать на внутренней поверхности выходного
электрода и немного на диэлектрических стенках газоразрядной
камеры, поэтому только их часть уходит из ГРК, а цена иона
составляет 200—300 эВ/ион. У таких источников есть ряд не-
достатков, препятствующих пока их широкому применению в
двигателях (необходимость в высокочастотных генераторах,
меньший коэффициент ионизации и др.).
Процессы вытягивания ионов из плазмы ГРК в ионно-опти-
ческую систему имеют ряд особенностей. Рассмотрим их более
подробно.
Область границы плазмы—начала ионного пучка, так назы-
ваемая область плазменного мениска (ОПМ) очень узкая - по-
рядка толщины дебаевского слоя. Со стороны плазмы к границе
подлетают ионы, электроны и атомы. Электрическое поле ИОС
вытягивает ионы, отталкивает электроны, на атомы поле не
действует.
Для границы плазмы можно написать выражения давлений
плазмы ра и электрического поля рэ:
Ео Е2
pu = nikTi + nekT(>; Рэ = —^~- (18.19)
Температура ионов примерно равна температуре стенки ГРК
(Т ~ 500 К), температура электронов 104 - 10s К, следователь-
но, Т(, » Т{ , и тогда уравнение баланса сил на границе плазмы
будет иметь вид
£0 Е2
= (18.20)
При увеличении концентрации плазмы или температуры
электронов мениск сдвигается в сторону ИОС, с ростом элект-
рического поля граница плазмы, наоборот, перемещается ближе
к ГРК.
388
Используя уравнение (18.20) при расчете ИОС на ЭВМ или
при моделировании на электролитической ванне, можно опреде-
лить положение и конфигурацию мениска. Более точные расче-
ты процессов, которые проводят на мощных ЭВМ, показали,
что для большей части мениска удобно пользоваться выражени-
ем (18.20). Коэффициент использования рабочего тела, уходяще-
го из ГРК, вычисляют по следующей формуле:
П- vi
Р =-----L_J---. (18.21)
ni Vi + "a V&
Поскольку ионы, подходя к границе плазмы, приобретают
некоторую скорость, связанную с падением потенциала около
антикатода, то v. » иа . Учитывая, что коэффициент ионизации
ni
в ГРК может быть записан в виде В. =-----, после несложных
П; + П„
I с!
преобразований получим
Из анализа формулы (18.22) видно, что даже для сравни-
тельно умеренной ионизации в ГРК (|3f = 0,5) и небольшого ус-
корения ионов за счет катодного падения (АПК > 5 В) [Зи > 0,9.
При определении характеристик ПИД необходимо учитывать
следующие обстоятельства. Если ГРК имеет небольшие разме-
ры, то трудно получить необходимые [3.. В больших ГРК растут
неустойчивости и снижается эффективность рабочего процесса,
поэтому современные ПИД обычно делают диаметром 50 •+• 300
мм. Скорость истечения ионов из двигателя можно изменять в
пределах 30000 + 150000 м/с, плотность тока 5^-25 мА/см2
(50—250 А/м2). Если учесть, что сечение ионного потока из
двигателя составляет около половины миделя двигателя, то
можно определить тягу и мощность ПИД, которые сейчас лежат
соответственно в пределах 0,005 0,2 Н и 100 ч- 5000 Вт.
Коэффициент использования рабочего тела ПИД [Здв обыч-
но высокий, поскольку даже для небольших двигателе!!
[Зи > 0,6, а в среднем больше 0,85, [Зу > 0,95, а следовательно, и
РДВ = МУ>0-8-
Тяговый КПД Т|т = [Здв ЛсуЛэ тоже высокий. Это связано с
тем, что, во-первых, все ионы ускоряются одним и тем же по-
389
тенциалом , мало или совсем нет двузарядных ионов, поэто-
му Т] -+ 1,0, во-вторых, ионный поток расходится на очень не-
большой угол (<5 < 20°) и 1]5-+1,0, в-третьих, энергетический
КПД Т| , хотя и зависит от скорости истечения, но тоже может
быть достаточно велик. Рассмотрим это на примере.
Для двигателей с ?7И = 103 В (WT = е17и), Ц = 150 эВ/ион,
С = 15 эВ/эл, WBcn = 0,05WT можно Т|э вычислить по формуле
103
1э WT + С,- + С(/ + WBcn 103 + 150 + 15 + 50
Естественно, что при использовании ионов с большой мас-
сой и ускоренных до значительных скоростей Т|э можно сделать
больше 0,9, что является рекордным для любых ЭРД.
Ресурс ПИД обычно определяется долговечностью ИОС и
превышает, как уже указывалось, 104 ч. Однако в ряде случа-
ев, например при повышении напряжения разряда свыше 35—
40 В в источниках, использующих ртуть или ксенон, начинает-
ся эрозия стенок ГРК, что снижает долговечность плазменно-
ионного двигателя в целом.
Ионные двигатели с поверхностной ионизацией (ИДПИ). В
этих двигателях единственным пока рабочим телом является
цезий, поскольку у него такой низкий потенциал ионизации
(ф. = 3,78 В), что можно получить достаточно высокий коэффи-
циент ионизации.
Для того чтобы атом цезия ионизовался, ему надо попасть
на нагретую до 1500 К поверхность эмиттера. Существуют две
системы подачи: прямая и обратная. В прямой системе поток
атомов цезия проходит через полость в эмиттере, в обратной-
атомы поступают через специальные щели со стороны ИОС. Ионы
могут образовываться как на .внутренней поверхности полости,
так и на той стороне эмиттера, которая обращена к ИОС. Для
того чтобы входящий в полость атом с вероятностью 0,99 попал
на ионизующую поверхность, длина канала должна быть больше
его диаметра в 10 раз или в полости не должно быть свободного
сквозного пролета атомов. Внутри полости объемом Q пространст-
венный заряд ионов создает положительное поле, препятствующее
появлению новых ионов. В этом случае коэффициент ионизации
на границах полости может быть записан в виде
(18.24)
1 + 2 ехр
(Фте~ <Pi “
390
где в соответствии с теоремой Остроградского—Гаусса
етгу Q
Е =-----. При Е = 0 формула (18.24) переходит в зависимость,
е0
известную из теории поверхностной ионизации:
1 + 2 ехр
1
е /
kp Ф/
Из анализа формулы (18.24) видно, что чем больше объем
полости, тем хуже ионизация. Если принять, что полость пред-
ставляет собой длинный капилляр с поперечным размером а и,
следовательно, Q ~ а2, то можно найти = f(j{ , а) . Для опреде-
ления этой важной зависимости воспользуемся следующими
рассуждениями. В объеме поры ионы распределены по закону
Больцмана:
Г
= пЮ ехР ’
kT ’
где niQ — концентрация ионов у стенки канала, где потенциал
U = 0.
Величины тг(. и U являются самосогласованными вследствие
е ц
уравнения Пуассона АП =-----. Результаты расчета по этим
ео
формулам приведены на рис. 18.22. У стенки, где концентра-
ция ионов и напряженность поля становятся большими, ухуд-
Рис. 18.22. Распределение потенциала U и концентрации ионов nf
внутри поры: Т = 1450 К; а. = 2 • 10“ 6 м
391
шается поверхностная ионизация, и [3f снижается на несколько
процентов. Это приводит к уменьшению коэффициента исполь-
зования рабочего тела в источнике [Зи , так как
На рис. 18.23 показаны теоретические и экспериментальные
результаты определения этой зависимости, откуда видно, что [3
снижается до 0,92...0,95. Для хорошей ионизации поры должны
иметь характерный размер порядка 1 • 10“ 6 м. Такие микрополос-
ти можно получить за счет спекания микрокрупинок вольфра-
ма, молибдена, рения или при изготовлении микроотверстий в
соответствующем листовом материале.
jj.A/irf1
Рис. 18.23. Зависимость коэффициента, использования рабочего
тела [Зи от плотности тока j. и размера поры а:
1 — расчетная кривая при а = 2 • 10“ 6 м; 2 — а = 3 • 10“ 6 м;
3 - а. = 5 • 10“ 6 м; О — а. = 2,6 • 10“ 6 м; □ — а = 4,6 • 10“ 6 м;
х — а = 7 10“ 6 м
Плотность тока зависит от температуры эмиттера и размера
поры, в настоящее время она может доходить до 25 мА/см2
(250 А/м2), однако в этом случае необходимо учитывать, что с
ростом температуры за счет спекания пор у двигателя падает ре-
сурс, который в настоящее время составляет 10 ч. Тяга ИДПИ в
основном пропорциональна миделю двигателя, поэтому можно
получить тягу 0,001 -*-0,1 Н.
Сравнительно невелик КПД Т| = 0,6 4- 0,7, так как накален-
ный эмиттер излучает много тепла, и цена иона лежит в диа-
пазоне 500—1500 эВ/ион.
392
Коллоидные двигатели (КД). Из всех разновидностей ЭРД,
у которых атомы рабочего тела можно было бы ионизовать
электрическим полем, в настоящее время разрабатываются так
называемый коллоидный электростатический двигатель и двига-
тель с полевой ионизацией. В коллоидном двигателе рабочим
телом обычно является 20%-ный раствор иодидов щелочных ма-
териалов (NaJ, LiJ и др.) в глицерине.
Глицерин поступает в узкую (=0,1 мм) щель заостренного
электрода-эмиттера (рис. 18.24). На острых кромках напряжен-
ность электрического поля доходит до 108 В/м, в результате
чего происходит распыление жидкости, образующиеся различные
заряженные коллоидные капельки имеют средний диаметр 0,1
мкм и среднее отношение заряда к массе порядка 5 • 103 Кл. В
ионно-оптической системе эти тяжелые (по сравнению с обычны-
ми ионами) заряженные частицы разгоняются до скоростей
5000—20 000 м/с, при этом на эмиттер относительно корпуса дви-
гателя приходится подавать напряжение в десятки киловольт.
Токи с каждого эмиттера в таких двигателях сравнительно не-
велики, что позволяет создавать двигатели с тягой в
10“ 5 - 10“ 3 Н. Обычно несколько эмиттеров объединяют в сек-
ции, получая при этом тягу до 0,1 Н.
2 3 4 5 6
Рис. 18.24. Принципиальная схема
коллоидного двигателя:
1 — часть капилляра, через который
идет рабочее тело;
2 — наконечник капилляра;
3 — вытягивающий электрод;
4 — тяжелая заряженная частица
(микрокапля); ‘
5 — промежуточный электрод;
6 — границы пучка частиц;
7 — нейтрализатор для эмиссии
электродов
Коэффициент использования рабочего тела приближается к
1,0, тяговый КПД может составить 0,7—0,8 за счет неравномер-
ности скорости истечения и разлета частиц в ИОС. Ресурс дви-
гателя определяется двумя процессами — электролитическим
осаждением анионов в щели эмиттера и эрозией электродов ИОС
при прямом попадании несфокусированных ускоренных частиц, а
также ионов, образовавшихся в результате перезарядки.
Двигатели с ионизацией электрическим полем (полевые дви-
гатели). Напряженность электрического поля на острых кром-
393
ках щелевых или круглых ионизаторов можно довести до вели-
чины Е > 108 В/м. Если к этим узким частям поверхности по-
давать рабочее тело с малым потенциалом ионизации (напри-
мер, цезий), то частицы рабочего тела отлетают от поверхности
в виде ионов и затем ускоряются, создавая тягу. Такой сравни-
тельно холодный двигатель с малой ценой иона и тягой менее
10”3 Н имеют все же существенные недостатки, препятствую-
щие пока их применению. К числу таких недостатков следует
отнести большие скорости истечения (У > 90 -ь 100 км/с) из-за
высоких потенциалов на электродах и слабую фокусировку ион-
ных пучков.
Глава 19. Силовые установки
с электроракетными двигателями
19.1. Основные системы двигательной установки
и взаимосвязь их параметров
Двигательная (силовая) установка, являясь частью энергоси-
ловой установки КЛА, сама состоит из отдельных систем. Как
уже было указано, к ним обычно относят двигательный блок,
систему хранения и подачи рабочего тела (СХПРТ — сокращен-
но СХП или, как ее иногда называют, систему материального
питания (СМП)), систему электропитания (СЭП) и систему авто-
матического управления (САУ).
Особенности их функционирования зависят от рабочего про-
цесса двигателя. Если в баках находится сжатый или сжижен-
ный газ, то эти системы существенно отличаются от СХП для
металлов. Для ТХД или ТСД необходимы сильноточные низко-
вольтные СЭП; для ЭСД, наоборот, нужны высоковольтные, но
сравнительно слаботочные СЭП. Существует тесная связь между
мощностью, которую может обеспечить ЭУ на борту КЛА, ре-
жимами работы двигателей и параметрами всей силовой уста-
новки. Приходится учитывать количество энергии, необходимое
для подготовки двигателя к работе в заданное время, энергоем-
кость и массу аккумуляторов, число необходимых циклов рабо-
ты и т. п.
Любой двигатель и системы ДУ надо подготовить к работе
(включить заранее какие-то блоки, подогреть и т. п.). Если в
паузах между активным функционированием двигатель поддер-
живать в состоянии готовности к работе, то на это надо расхо-
довать до 10% номинальной мощности. В случае когда двига-
тель начинают готовить незадолго до начала работы, для этого
требуется уже до 20—30% номинальной мощности.
394
Для управления различными системами и узлами ДУ необхо-
дима автоматика, поскольку ни космонавт, ни оператор наземного
пункта управления не в состоянии выполнить все необходимые
включения и выключения отдельных блоков и узлов. Это связано
с тем, что характерные времена включения СХП не превышают
10 2 с, в СЭП они на порядок меньше, а типичное время реакции
человека составляет 10 * с. Кроме того, надо включать и выклю-
чать отдельные блоки и узлы в определенной последовательности,
необходимо иметь возможность быстро их отключать в случае на-
рушения режимов работы и т. п. Все это обусловливает необходи-
мость создания автоматической системы управления.
Как правило, двигатель работает не в единственном режи-
ме, двигатели можно и нужно регулировать, при этом сущест-
венно затрудняется взаимосвязь параметров, приходится обеспе-
чивать правильное сочетание рабочих режимов отдельных сис-
тем, для чего необходима значительно более сложная САУ.
Обычно используются логические микросхемы и микроЭВМ,
непосредственно управляющие отдельными узлами, поэтому раз-
работка отдельных блоков и узлов ДУ должна предусматривать
сочетание локальных и общеаппаратных устройств управления.
Например, предохранить систему от последствий короткого замы-
кания должна локальная микросхема, а соответствие режима ра-
боты ДУ и полетных параметров КЛА обеспечит бортовая ЭВМ.
Надежность ДУ представляет собой комплекс взаимосвязан-
ных вопросов. Какие выбрать типы двигателей и режимы их
работы, чтобы обеспечить заданные долговечность и безотказ-
ность ДУ, какое необходимо резервирование отдельных узлов
ДУ, можно ли сделать такие системы, чтобы при отказе их от-
дельных узлов удалось выполнить транспортную задачу? Эти и
целый ряд других вопросов приходится решать при создании
реальных изделий. Известно, что повысить надежность можно
как улучшением физико-технических характеристик отдельных
узлов, так и структурными перестройками систем. Поясним это
на примере. При отказе некоторых двигателей коррекции полет
может продолжаться с использованием направленных в одну сто-
рону двигателей ориентации. Использование таких адаптивных
(перестраивающихся в случае необходимости) систем существенно
повышает надежность ДУ, но подобного рода ситуации должны
быть предусмотрены заранее установкой дополнительных клапа-
нов, реле, контактов и т. п. Кроме того, надежность САУ должна
быть существенно выше остальных узлов ДУ, что тоже является
достаточно сложной научно-технической проблемой.
Облик двигательной установки в целом можно описать
рядом характерных параметров. К ним обычно относят полную
395
мощность 2Уду, расходуемую ДУ, тяги ее различных двигате-
лей _Рдв , суммарный импульс , надежность КдУ и, в частнос-
ти, ресурс установки Тр и время функционирования (полета)
тк , число включений и переключений, виды резервирования от-
дельных подсистем и некоторые другие.
Двигательные установки (как и сами двигатели) часто срав-
нивают не только по абсолютным величинам, ио и по их отно-
сительным показателям. Приведем некоторые из них.
Энергетический КПД Т|ду = Т|дв Т|сэп , где все энергетические
потери в СХП и САУ отнесены к СЭП;
удельная масса по мощности
__ Мд у Мду
Му-Уду--^-- ,
т РдвЧДУ^ДУ
где — тяговая мощность двигателя;
-- с. ^ЛУ
удельная масса по суммарному импульсу Mj = Оду = —jP— .
Иногда используют обратную величину, которая характеризует
эффективность использования массы ДУ:
t г. 1
SM - Ьду - й ~ м -
°ДУ ДУ
Значения некоторых из указанных параметров ДУ приведе-
ны в табл. 19.1
Таблица 19.1
Параметры Современное состояние Состояние в перспективе
Уду, кВт 0,5...25 10" 2...103
Р, Н 10" 3...1,0 1О“4...1О
• 104, Н • с 10...103 1О2...1О4
Тк> 4 103...104 1О3...1Об
S ’ 4 1О2...1О4 ю3...з ю4
Уду , кг/кВт 15...50 5...20
Зду • 104, кг/(Н с) 2,5...5 0,5...3
396
Довольно большие вариации различных параметров обуслов-
лены тем, что в зависимости от транспортной задачи и массы
КЛА, располагаемой мощности ЭУ и ряда других факторов из-
меняются отдельные составляющие ДУ.
Как при заданной тяге ДУ изменяются массы ее отдельных сис-
тем в зависимости от скорости истечения v, показано на рис. 19.1.
Оптимальные значения и, а следовательно, и М зависит от
Уду ’ Тсэп ’ ТР и ДРУГИХ факторов.
Рис. 19.1. Зависимость масс
систем двигател-ъной установки
от скорости истечения при:
Р = Ю"1Н; Т|т = 0,7;
Уду = 2 кг/кВт ;
упу =10 кг/кВт ;
Т = 1 год
При обобщенной оценке ДУ одним из наиболее показатель-
ных параметров является удельная масса по суммарному им-
пульсу 8Ду, которая характеризует эффективность использова-
ния той или другой установки (но не учитывает взаимное вли-
яние различных систем ЭСУ и КЛА и др.). Если составить урав-
нение баланса массы двигательной установки (см. разд. 3.5) и
найти такое соотношение в параметрах отдельных систем, при
котором 8ду становится минимальным, то получим следующее
выражение:
(бду)пип = 2 Рд°~- <19Л>
2Тр Лду
где аб — так называемый баковый коэффициент, равный отно-
шению массы баков к массе запасенного в них рабочего тела.
Далее подробно рассмотрим СХПТР и СЭП.
1Q.2. Системы хранения и подачи рабочего тела
Малые секундные расходы рабочего тела и большой ресурс
работы ЭРД при ограниченных массах КЛА обусловливают тре-
бования к системам хранения и подачи рабочего тела (СХП).
Хранить рабочие тела в твердом и жидком состоянии предпо-
чтительнее, так как уменьшаются объемы баков и массы их
конструкции. Однако при этом необходимы затраты энергии и
397
массы на всю цепочку фазовых превращении от твердого или
жидкого состояния до сухого пара рабочего тела. Следователь-
но, в каждом конкретном случае необходимо искать оптималь-
ные технические решения.
Основными функциями СХП являются: 1) хранение рабоче-
го тела в течение всего времени полета КА; 2) преобразование
рабочего тела из твердой или жидкой фазы в паровую или га-
зовую при обеспечении устойчивости процесса и надежного раз-
деления фаз; 3) обеспечение дозирования рабочего тела в соот-
ветствии с вводом энергии в двигатель.
Анализ рабочих процессов, проведенный в предыдущих раз-
делах, показал, что существует жесткая взаимосвязь между ха-
рактеристиками двигателя и системы подачи, определяющая
эффективность использования электрической энергии и массы
рабочего тела.
Общие требования, предъявляемые к системам хранения и
подачи рабочего тела в ЭРД состоят в следующем: 1) СХП
должна иметь минимальное отношение массы баков и арматуры
к массе рабочего тела, т. е. должен быть минимальным баковый
коэффициент аб ; 2) затраты энергии в СХП должны быть ми-
нимальными, особенно для ЭРД малой мощности; 3) СХП долж-
на обеспечивать стабильный режим работы всех узлов, особенно
испарителей и дозирующих устройств.
Большинство известных систем подобного назначения не
удовлетворяет этим требованиям в условиях космоса и весьма
малых расходов и не может быть использовано в ЭРД. Поэтому
возникла необходимость в проведении исследования процессов,
протекающих в баках, элементах системы подачи и дозирующих
устройствах. Широкий диапазон применяемых рабочих тел для
различных типов ЭРД, расходов (5 10” 7 - 5 • 10” 4 кг/с), запасов
рабочего тела в баках (2 • 10“ 1 - 2 • 104 кг) при больших ресур-
сах работы (102 - 104 ч и более), а также высокая точность под-
держивания расхода (0,5-г-5%) обусловливают в каждом кон-
кретном случае дифференцированный подход к выбору системы
хранения и подачи рабочего тела и его элементов.
Не вникая в детали и специфику рабочих процессов в сис-
темах хранения и подачи различных типов ЭРД, рассмотрим не-
которые общие особенности этих систем.
Баки для хранения рабочего тела. Длительное хранение ра-
бочего тела в баках и подача из них малых расходов в условиях
космоса представляют самостоятельные задачи.
Баки, предназначенные для хранения твердых или жидких
рабочих’тел, должны иметь систему прогрева и термостабилиза-
398
ции на уровне температур, превышающих температуру плавле-
ния. Это достигается использованием электрической, солнечной
энергии или теплообмена с элементами энергетической установ-
ки с помощью передачи тепла теплоносителем или излучением.
Тепловая изоляция баков, снижающая потери энергии излуче-
нием, обеспечивается системой экранов и теплозащитных по-
крытий. При хранении жидкостей и сжиженных газов термо-
статирование необходимо для поддержания заданного давления
в баке и постоянства параметров жидкости, определяющих ха-
рактеристики системы подачи.
Подача рабочего тела из бака осуществляется несколькими
способами: вытеснением, капиллярными силами и электромаг-
нитными насосами.
Вытеснительная система подачи наиболее удобна для газов.
Баки для хранения сжатых или сжиженных газов, находящих-
ся под большим давлением, необходимо делать достаточно проч-
ными, значение осб изменяется от 0,1 до 2.
При использовании капиллярных и электромагнитных сис-
тем подачи жидких металлов в баках приходится делать раз-
личные устройства (сильфоны, пористые тела), которые стаби-
лизируют границу жидкости и пара рабочего тела и обеспечи-
вают необходимые температурные режимы. В таких баках осб
0,2 - 1,0.
Схема бака с капиллярными перегородками показана на
рис. 19.2. К достоинствам такой схемы относятся также воз-
можность меньшего нарушения центровки аппарата и надеж-
ный забор жидкости из бака.
Рис. 19.2. Схема бака-
с капиллярными перегородкамль:
1 — корпус бака;
2 — мениск жидкости;
3 — жидкость; 4 — перегородки
Подача и дозирование расхода рабочего тела. В вытесни-
тельных системах расход газа или жидкости, выдавливаемой
газом, определяется перепадом давления на дозирующем эле-
менте (дросселе), геометрией дросселя и магистрали, физически-
ми свойствами жидкости или газа. Расход рабочего тела можно
определить из выражения
т = k Vp0 - jOj , (19.2)
где k — коэффициент, учитывающий геометрию тракта и свой-
ства рабочего тела; Pq и р-^ — давление перед дросселем и за
399
ним. Однако при очень малых расходах, характерных для не-
больших ЭРД, использование подобных систем имеет ряд труд-
ностей: маленькие диаметры дроссельных шайб, изменение их
проходного сечения при длительном воздействии рабочих тел.
Более эффективны пористые и тепловые дроссели. Первые пред-
ставляют собой пористое тело, сквозь которое проходит жид-
кость, испаряясь в его каналах, вторые — капиллярные кана-
лы, подогреваемые электрическим током. При увеличении тем-
пературы стенки канала и, соответственно, газа уменьшается
его расход вследствие уменьшения плотности и увеличения вяз-
кости при постоянном давлении газа.
В испарительных системах подачи, где величина расхода
определяется интенсивностью испарения рабочего тела, сам ис-
паритель является одновременно и генератором пара и дозато-
ром расхода. Эти системы могут быть трех типов: системы с
тепловым испарителем — дозатором, системы с капиллярными
испарителями, системы с эродирующими электродами или суб-
лимирующими твердыми диэлектриками.
В первых двух возможно совмещение бака рабочего тела с
испарителем, но в таких системах надо принимать специальные
меры для предотвращения выхода капельной фазы вместе с
паром. Регулирование расхода осуществляется изменением под-
водимой мощности или проходного сечения дросселя. При боль-
ших объемах баков растут абсолютные потери энергии на излу-
чение, особенно при использовании рабочих тел с высокой тем-
пературой испарения.
Наиболее приемлемыми системами для работы в условиях
невесомости являются капиллярно-пористые, в которых испаре-
ние идет с поверхности жидкости, удерживаемой в капилляре
системы поверхностным натяжением. В этих системах расход
рабочего тела определяется зависимостью т = k ^(рп - ,
где рп — давление насыщенных паров при температуре Т; —
давление пара в приемнике; F — поверхность испарения; Т —
температура испарения. С увеличением температуры и давления
насыщенных паров расход растет до тех пор, пока граница раз-
дела пар — жидкость не начнет смещаться. Увеличение длины
парового тракта капилляра приводит к росту сопротивления кана-
ла, и расход уменьшается. Для поддержания относительно боль-
ших расходов необходимо одновременно с увеличением подогрева
капилляра повысить давление на входе в капилляр, чтобы стаби-
лизировать положение границы раздела фаз. В этом случае полу-
чается сочетание капиллярной и вытеснительной систем.
Электролитические системы подачи (ЭСП) могут быть при-
менены для двигателей, использующих металлические рабочие
400
тела (преимущественно щелочные металлы) при очень малых
расходах. Принцип действия системы основан на ионном токо-
переносе в твердом электролите. Это явление описывается зако-
ном Фарадея:
т = 1,08“ 8 AJ, (19.3)
где т — расход, кг/с; А — относительная атомная масса рабо-
чего тела; J — ионный ток, А.
При сравнительно малых расходах ионный ток может быть
достаточно велик и его легко измерять и регулировать. Напри-
мер, при пг = 10“ 6 кг/с цезия J = 0,8 А. Принцип действия сис-
темы показан на рис. 19.3. Небольшая подвижность ионов в
твердом электролите является причиной ограничения расхода
рабочего тела. Подобные системы еще не вышли из стадии экс-
периментальных исследований, но весьма перспективны вследст-
вие простоты управления режимом работы, хороших динамичес-
ких свойств и высокой точности поддержания расхода.
Рис. 19.3. Схема электролитической
системы подачи:
1 — жидкость; 2 — выход пара;
3 — электролит;
4 — источник постоянного тока
Для подачи и регулирования расхода жидкометаллических ра-
бочих тел широко используются электромагнитные насосные сис-
темы подачи. Принципиальная схема и напор-расходная характе-
ристика такой системы показаны на рис. 19.4. Электромагнитные
насосы (ЭМН), не имеющие подвижных частей, пригодны для
перекачки любых проводящих жидкостей. Подача и дозирование
малых расходов жидких металлов в большинстве случаев осущест-
вляются индукционными насосами. Давление р , создаваемое ЭМН
в конце канала длиной I , определяется зависимостью
(19.4)
где На = — число Гартмана; — динамическая вяз-
кость.
Поскольку давление в насосе (см- рис. 19.4,<z) создается объ-
емной электромагнитной силой f = j X В, работа которой эквива-
лентна подводу механической энергии, существует прямая ана-
401
логия между электромагнитными и центробежными насосами, о
чем свидетельствует расходная характеристика (рис. 19.4,6).
Приближенное уравнение для расходной характеристики кон-
дукционного насоса можно представить в виде
• ~ Р) Р
С
(19.5)
где k — передаточный коэффициент насоса по управляющему воз-
действию, Н • А/м2; С — дроссельный коэффициент насоса, Н • с/м.
Рис. 19.4. Электромагнитная
систем.а подачи:
а — схем.а насоса;
б — расходная характеристика.
Для заданного режима работы двигателя необходимо под-
держивать соотношение между током разряда и расходом рабо-
чего тела. Эту обратную связь легко реализовать, изменяя ток
через насос в соответствии с изменением расхода в двигателе.
Основными достоинствами электромагнитных систем подачи
являются:
1) широкий диапазон точного регулирования расхода при
почти линейной характеристике; 2) сравнительная простота кон-
струкции и высокая надежность при длительной работе в космосе.
К недостаткам таких систем относятся низкий КПД (3—
10%), зависимость характеристик от физико-химических про-
цессов взаимодействия жидких металлов с конструкционными
материалами элементов системы подачи. Это требует длитель-
ной тренировки систем подачи на натурных рабочих телах и
разработки специальных методов стабилизации характеристик
при больших ресурсах работы. Тип двигателя, род рабочего
тела, длительность работы и другие условия определяют наибо-
лее приемлемую систему хранения и подачи рабочего тела.
19.3. Системы электропитания (СЭП)
двигательной установки
Взаимосвязь СЭП с другими системами ЭСУ. По мере раз-
вития ЭРД и углубления знаний о рабочем процессе повышают-
ся требования к ДУ и существенно растут трудности, которые
приходится преодолевать при создания систем электропитания.
Это связано с тем, что необходимо обеспечить: 1) высокую эф-
фективность использования энергии при возможной массе СЭП;
402
2) стабильность работы двигателя; 3) гибкость функционирова-
нии СЭП; 4) высокую надежность СЭП; 5) стойкость СЭП к раз-
личным экстремальным нагрузкам. Список таких требований
можно было бы продолжить, но даже из приведенных уже
ясно, насколько они являются сложными и противоречивыми.
Действительно, высокая экономичность и надежность СЭП
могут быть обеспечены за счет увеличения массы ее узлов, уп-
рощения логики ее работы и т. д. При создании реальных СЭП
всегда приходится учитывать всю совокупность требований,
причем одним из наиболее трудных является ограничение энер-
гии, которую можно выделить для работы ДУ.
— -^ЭУ
В настоящее время энерговооруженность КА 2V = —— до-
^КА
стигает значений 1,0—10 кВт/т, причем большая часть энергии
используется для функционирования различных систем КА.
Вместе с тем цена тяги современных ЭРД составляет 20 кВт/Н,
т. е. если даже для ДУ выделить 1 кВт, то двигатели силовой
установки могут иметь тягу около 0,1 Н.
В тех случаях, когда на некоторое время нужна большая
тяга или от бортового источника энергии нельзя получать необ-
ходимую постоянную мощность, приходится ставить накопители
энергии, чаще всего электрохимические аккумуляторы, которые
органически входят в состав СЭП. В подавляющем большинстве
КА источники энергии вырабатывают постоянный ток напряже-
нием 26 В. Однако с ростом мощности растет масса проводов и
переключателей, необходимых для передачи и коммутации
тока. Так, например, при N3y = 10 кВт масса только проводов
может составлять десятки килограмм, т. е. уже проценты от
массы всей ЭСУ. Поэтому приходится переходить на большее
напряжение, но это не всегда возможно в самом источнике
энергии, и появляется потребность в преобразователях низкого
напряжения в высокое.
Есть и еще один важный фактор, обусловливающий исполь-
зование преобразователей. В ряде двигателей (ЭСД и ИПД) ра-
бочий процесс вообще можно реализовать только при напряже-
нии в сотни и тысячи вольт, иногда для работы отдельных
узлов (нагревателей, магнитов, радиоблоков и т. п.) необходимы
разные номиналы напряжений и токов. Все это приводит к со-
зданию различных преобразователей. Открытым остается пока
вопрос об использовании переменного тока. Если энергетичес-
кая установка генерирует переменный ток, то задача несколько
упрощается, так как нет необходимости преобразовывать внача-
ле постоянный ток в переменный. Переменный ток можно не-
посредственно использовать в различных двигателях, в таких
403
случаях сами газоразрядные узлы двигателей являются выпря-
мителями. Однако при этом возникает целый ряд трудностей,
связанных с нестабильностью работы, более сложной конструк-
цией двигателя и т. п.
В СЭП всегда должно быть значительное число различных
выключателей, которые соединяют между собой отдельные
блоки. Такие выключатели сейчас обычно выполнены на базе
полупроводниковых и магнитных приборов, обеспечивающих
более 107 срабатываний. Некоторые узлы СЭП сделаны так, что
можно регулировать токи и напряжения. Это особенно важно
при запуске двигателей, при случайных пробоях и отказах, для
сохранения заданных режимов. Например, для сохранения по-
стоянной тяги двигателя можно регулировать ток, который пи-
тает электромагнитные насосы системы подачи жидкометалли-
ческого рабочего тела или изменять температуру в термодроссе-
ле, регулирующем расход газа.
Таким образом, практически никогда не удается соединять
двигатель непосредственно с источником энергии, и нормальная
работа ДУ в существенной мере зависит от совершенства СЭП.
По указанным причинам системы электропитания получаются
достаточно сложными (рис. 19.5).
Рис. 19.5. Упрощенная схема электропитания
тяговой мощностью двух двигателей:
1 — входной выключатель; 2 — аккумуляторная батарея;
3, 4, 7, 8, 9, 10 — переключатели; 5, 6 —преобразователи;
11, 12 — двигатели; 13 — блок управления
Характерные параметры. Как уже указывалось, для рабо-
ты двигателей коррекции необходима мощность, соизмеримая с
мощностью всей энергетической установки КА, для маршевых
полетов основным потребителем электроэнергии становится ДУ.
Однако если источник энергии — Солнце, то при околопланет-
ных полетах в зависимости от трассы КЛА получаемая от Со-
лнца энергия может изменяться от постоянного потока до сину-
соидного, причем есть такие траектории, когда половину перио-
404
да обращения вокруг планеты КЛА летит в ее тени. В этих слу-
чаях масса аккумуляторов будет довольно значительной. Напри-
мер, при мощности двигателей коррекции порядка 1 кВт и про-
должительности прохода тени около часа необходимо иметь
примерно 1 кВт • ч запасенной энергии. Если использовать даже
серебряно-кадмиевый аккумулятор, то его масса будет больше
20 кг (см. разд. 8.2).
Не менее сложной является и задача ориентации. Для того
чтобы КА эффективно выполнял свои основные функции, манёвр
ориентации лучше проводить сразу по трем осям и за небольшой
отрезок времени. В этом случае должны работать три пары дви-
гателей. Если тяга каждого двигателя около 10” 2 Н и цена тяги
составляет 20 кВт/H, то и в этом случае необходима мощность
больше 1 кВт. Время на ориентацию тоже составляет около
часа, поэтому и здесь масса аккумуляторов получается значи-
тельной (десятки кг). В реальных изделиях с учетом конструк-
тивных элементов, проводов и коммутационной аппаратуры
масса аккумуляторного блока получается еще больше. Если пер-
вичным истопником энергии на КЛА является ядерная установ-
ка, то аккумуляторы могут быть легче, поскольку мощность,
получаемая ДУ от ЭУ, остается постоянной, а сумма моментов
инерции КЛА относительно всех трех осей меньше, чем суммар-
ная мощность ЭУ с солнечными панелями. Это поможет снизить
затраты энергии на ориентацию КЛА.
Другим блоком СЭП, тоже имеющим сравнительно большую
массу, являются электрические преобразователи. На каком бы
принципе они не были основаны, всегда имеются трансформирую-
щие устройства, у которых массы обмоток, а зачастую и сердеч-
ников, достаточно велики. Если учесть, что в реальных изделиях
нужны корпуса, изоляция, входные и выходные разъемы, то ока-
зывается, что удельная масса преобразователей у — не менее
3—5 кг/кВт. КПД преобразователей Т|Пр = 0,95—0,98, причем
более высокие значения КПД имеют преобразователи с большими
упр , поскольку у них с увеличением сечения проводников и по
другим причинам уменьшаются внутренние потери.
В настоящее время СЭП имеют довольно высокие удельные
характеристики: Псэп ~ 0,92 0,95; Усэп < 30 кг/кВт; ЛСЭд> 0,9
при ресурсе не менее 103 ч, причем СЭП непрерывно совершенст-
вуются и можно ожидать дальнейшего улучшения их параметров.
Последовательная ориентация по отдельным осям выгоднее энергетически,
но часто неудобна по траекторным требованиям.
405
Раздел IV. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ
УСТАНОВОК
Глава 20. Формирование проектной программы
и процесс создания изделия
20.1. Логика проектирования изделия
Жизненный цикл. Любое изделие или идея, которые ис-
пользуют люди, проходит определенные стадии своего развития
— от зарождения до конца применения. Последовательность
таких отдельных этапов называется жизненным циклом. Выде-
лим отдельные периоды всего жизненного цикла различных
устройств. Возможны разделения жизненного цикла на различ-
ные этапы, но рассмотрим наиболее широко распространенные
представления.
Первый этап — рождение идеи и проведение научно-иссле-
довательских работ, позволяющих выявить основные рабочие
процессы и оценить параметры будущего устройства. Второй
этап — проектирование устройства и разработка основных
принципов его конструкции. Третий этап — создание опытного
образца и его доводка. Четвертый этап—отработка штатных об-
разцов и технологии их изготовления. Пятый этап — производ-
ство и реализация необходимого числа устройств. Шестой этап
— эксплуатация выпущенной продукции. Наконец, седьмой
этап — утилизация отработавших устройств.
Первые четыре этапа — затратные, пятый этап начинает при-
носить доход, шестой — должен быть экономически выгодным,
седьмой — требует обычно определенных затрат. При правильной
организации дела весь жизненный цикл в итоге дает определен-
ную прибыль, которая обычно идет на дальнейшее развитие.
В этом учебнике вначале были проанализированы основы
рабочих процессов и методы расчета различных энергосиловых
установок и их частей. Перейдем теперь к методам проектиро-
вания рассмотренных устройств.
Основные понятия. Проект — это совокупность сведений о
свойствах и особенностях материального комплекса изделия, полу-
ченных в результате синтеза элементов энергосиловой установки,
отвечающих целевой функции и характеризующих творческий или
исполнительский замысел. Под изделием понимается как сама
энергосиловая установка КЛА, так и ее системы, узлы и т. д.
Проектирование — это логическая основа действий по со-
зданию изделия.
Системное проектирование — это проектирование части це-
лого с точки зрения целого, а системный подход — метод ана-
406
лиза и синтеза, применяемый в процессе проектирования с сис-
темных позиций. При системном проектировании особое значение
имеет формирование и использование критериев и применение оп-
тимизации (см. гл.З и далее гл.21). Системный подход требует
рассмотрения информации всех возможных носителей.
Конструкция — это комплекс структур и состояний изде-
лия. Она определяет возможность существования необходимого
количества изделий с одинаковыми свойствами. Под структурой
понимаются и взаимосвязи отдельных частей изделия, обеспечи-
вающие стабильное свойство комплекса при различных внутрен-
них и внешних воздействиях. Поэтому проектирование — это
подбор конструктивных характеристик, определяющих логичес-
кую основу конструкции. Конструкция опирается на результат
проектирования и технологию.
Технология — техника, базирующаяся на научных основах
или знаниях о способах использования материалов и информа-
ции при создании изделия.
При создании конструкции необходимо уметь анализировать
ранее созданные изделия и соразмерять прежние достижения с
исходными идеями будущего проекта; проектировать и констру-
ировать; рассчитывать и оптимизировать при использовании
как собственного методического подхода, информации и распо-
лагаемых возможностей, так и заимствованного создавать техно-
логию и налаживать производство с учетом реальных достиже-
ний науки и техники и потребного темпа работ; необходимо
экспериментировать, отрабатывать (доводить) и испытывать из-
делие с учетом наличия и возможности своевременного разви-
тия экспериментально-испытательной базы; эксплуатировать со-
здаваемый объект и впоследствии его утилизировать. В зависи-
мости от личных склонностей (студента или специалиста) в со-
здании техники каждый должен выработать в себе одно из
перечисленных качеств. При этом проектант или конструктор
обязан понимать всех других специалистов и научиться рабо-
тать с ними, т. е. органически войти в единый коллектив со-
здателей (разработчиков) изделия.
Исходные положения.
Формирование исходных положений для проектирования
предусматривает использование системного подхода и модуль-
ности конструкций.
При системном подходе главное внимание уделяется реше-
нию основной поставленной задачи и изучению задуманного из-
делия в целом. Его отдельные части исследуются и разрабаты-
ваются вначале лишь настолько, насколько необходимо для по-
нимания их места в общем комплексе изделия. При этом мно-
гие детали вначале оказываются неизученными и неразработан-
407
ными, но зато удается решить главную задачу — получить общее
представление об изделии: его возможных основных параметрах,
надежности, габаритах, массе и стоимости. Следовательно, на на-
чальной стадии системного решения задачи стремятся увеличить
запас знаний о разрабатываемом (или изучаемом) изделии, как
можно полнее описать его. При этом временно отказываются от
изучения интересных, но нужных в дальнейшем частностей. Вы-
бирается или разрабатывается модель изделия в таком виде,
чтобы оно было доступно для изучения или разработки распола-
гаемыми средствами. Такой моделью изделия вначале обычно слу-
жит конструктивная схема, в которой выделяются системы, под-
системы, блоки и лишь иногда узлы и важнейшие детали.
Модульная система проектирования и конструирования изде-
лия — использование метода деления на части самого изделия,
его частей, агрегатов и элементов. Этот метод используется для
определения или назначения и взаимоувязки характеристик, а
также типов и размеров частей модулей, из которых компонуется
изделие, его части и элементы. При делении изделия на модули
устанавливается их иерархия. Характеристики и размеры модулей
назначаются с учетом наиболее эффективного их проектирования,
компоновки в изделии, изготовления, доводки и эксплуатации.
Разделение на модули конструкции как изделия, так и его частей
позволяет сократить сроки изготовления, доводки и улучшает экс-
плуатационные свойства всего изделия. Удачно выбранная мо-
дульная структура изделия, например в случае ЭСУ, позволяет на
базе одного или нескольких модулей перекрыть весьма широкий
диапазон мощности и других характеристик ЭСУ (см. гл. 3 и
далее гл. 22). В конечном итоге удачная модульная структура
конструкции существенно упрощает процессы изготовления, сбор-
ки, наземной и летной отработки, сокращает сроки создания из-
делия, развертывания и эксплуатации энергетической системы в
космосе, облегчает модернизацию в процессе эксплуатации. Раз-
деление на модули конструкции способствует увеличению ресурса
и надежности изделия. Стоимость модульных конструкций суще-
ственно ниже, чем специализированных.
Опыт наукоемких отраслей промышленности показал, что в
новом изделии, как правило, оригинальных узлов должно быть
не более 15—20% от полного числа элементов и узлов, приме-
няемых в таком изделии. Повышение уровня унификации (т.е.
использования одних и тех же типоразмеров) модулей с 5 до 8%
снижает их стоимость на 30%.
Стадии процесса проектирования новых сложных летных
изделий.
1. Как уже отмечалось в начале этой главы, создание любо-
го изделия начинается с научно-исследовательских работ (НИР),
408
которые проводятся в головной организации и в других привле-
ченных организациях. Стоимость этих работ составляет 10—15%
от стоимости первых образцов.
2. Комплексные исследования по разработке новых изделий
головными предприятиями. Конструкции головных образцов
для комплексных исследований должны выполняться в модуль-
ном исполнении и обеспечивать быструю смену компонентов из-
делия для проведения экспериментов. Целесообразно проводить
конкурсные разработки в ряде конкурирующих организаций.
Иногда в особо важных или сложных случаях конкурсные раз-
работки целесообразно проводить в две—три и более последова-
тельные стадии с постадийным рассмотрением и оценкой ре-
зультатов, внесением для каждой последующей стадии новых
дополнительных, уточняющих требований и условий. При этом
могут привлекаться новые организации и исключаться из даль-
нейшей .работы некоторые ранее привлеченные.
Затраты на первую и вторую группы работ могут составить
до 35—40% от полной стоимости создания будущего изделия.
3. Создание конструкций комплекса изделия — это опытно-
конструкторские работы (ОКР) и технологические разработки.
Здесь затраты составляют 45—50% от общей стоимости научно-
исследовательских и опытно-конструкторских работ (НИОКР).
4. Серийное или штучное производство изделия, например
космического аппарата или ЭСУ, завершает его проектирование.
Стоимость серийного или штучного (для эксплуатации) произ-
водства входит в общую стоимость изделия.
В процессе серийного производства изделия его проектиро-
вание, по существу, продолжается в виде улучшения техноло-
гии производства и технологичности самого изделия, учета
опыта эксплуатации и улучшения эксплуатационных свойств,
снижения стоимости производства и др. От серии к серии, а в
случае штучного производства и от экземпляра к экземпляру
вносятся изменения, а иногда осуществляется модернизация
частей или даже изделия в целом.
Процесс формирования исходных положений для проектирова-
ния каждого летного изделия зависит от многих факторов. Напри-
мер, от его назначения, степени новизны, источника энергии, усло-
вий эксплуатации и хранения, ожидаемых характеристик и пара-
метров, возможности применения тех или иных видов рабочих про-
цессов, материалов, технологии производства, условий и базы отра-
ботки, последующего объема производства, задаваемых сроков,
стоимости и многих других факторов. Такие сложные комплекс-
ные и дорогостоящие системы, как ЯЭСУ или мощная солнечная
космическая электростанция, мыслимы лишь при финансирова-
нии соответствующей государственной программы. Сам процесс
409
проектирования изделия логически подразделяется на три весьма
неравные части —этапа: выбор или разработка концепции изделия,
предварительное проектирование, подетальнее проектирование.
Этап выбора концепции. На этом этапе формируется пред-
варительный облик изделия — его проектная концепция, кото-
рая должна содержать различную информацию об изделии в ра-
бочем и транспортном состоянии, а в отдельных случаях и изо-
бражения некоторых наиболее сложных или новых составных
частей, сведения об основных рабочих процессах, например,
термодинамического цикла с основными характерными данны-
ми, принципиальную схему или ряд схем, параметры, массо-га-
баритные характеристики, оценку стоимости, общие предложе-
ния по кооперации разработчиков и срокам создания изделия.
Причем для этого этапа характерным является наличие большо-
го числа принципиально возможных вариантов изделия. На
этом этапе проектирования работает небольшое число специа-
листов, в основном генерирующих и увязывающих различные
идеи. Проработка на этом этапе неглубокая, а продолжитель-
ность этапа большая, но разработка отдельных эпохальных ком-
плексов может достигать и 10 и более лет. Концепция изделия
базируется на использовании соответствующих НИР, рассмотре-
нии известных прототипов или аналогов изделия, изобретений,
новых идей и физически обоснованных предложений специалис-
тов. В процессе синтеза вариантов накапливается необходимая
информация, происходят их последовательная отработка, срав-
нение с конкурирующими вариантами и отбор интересных. Из
большого числа предложенных вариантов концепции изделия
затем отбираются наиболее жизнеспособные варианты для пос-
ледующего этапа проектирования.
Этап предварительного проектирования. На этом этапе глу-
бина проработки существенно больше, а число вариантов умень-
шается во много раз; прорабатываются все системы, составляю-
щие изделие. Определяется необходимая степень проверки,
вплоть до разработки конструкции, изготовления и испытания
экспериментальных образцов. Производится макетирование из-
делия. В зависимости от требований макет может быть полно-
размерным или выполненым в масштабе, частично или полнос-
тью действующим. Целесообразно создание физико-математичес-
кой модели изделия и его наиболее сложных частей. Составлен-
ная частично из натурных элементов или физических аналогов,
она имитирует реальные процессы, явления взаимодействия
частей на разных режимах работы изделия. Модель может быть
представлена в виде физико-математического аналога любой со-
ставляющей части изделия или всего комплекса. Модель позво-
ляет вес^ти комплексную отработку составных частей в системе
410
всего изделия. В процессе создания и отработки изделия на пос-
ледующих стадиях физико-математические модели периодичес-
ки корректируются в соответствии с накопленными новыми
данными и в конечном счете заменяются натурными экспери-
ментальными образцами — получается экспериментальный об-
разец всего изделия. При таком подходе количество натурных
изделий, выделяемых для комплексной наземной и летной от-
работок, может быть сведено к минимуму.
Для окончательного выбора варианта, на основе которого
будет вестись подетальнее проектирование, в особых случаях со-
здается и испытывается по частям и в целом полноразмерный
экспериментальный образец изделия. Этап окончательного выбо-
ра варианта изделия характеризуется большим числом участни-
ков разработки и значительной продолжительностью. На этом
этапе создается или расширяется кооперация организаций —
участников подетального проектирования и принимается боль-
шое количество взаимоприемлемых компромиссных решений.
Этап подетального проектирования является самым трудо-
емким и продолжительным — это собственно процесс создания
изделия, например космической электростанции (КЭС), двига-
тельной установки (ДУ) или комплексного изделия — энергоси-
ловой установки (ЭСУ). Этот этап в зависимости от сложности
и новизны изделия при правильной организационной структуре
и достаточном обеспечении может длиться 5—15 лет. Процесс
создания изделия, например, ЭСУ состоит из последовательнос-
ти ряда этапов, главными из которых являются этапы эскизно-
го, технического и рабочего проектирования. На этих этапах
последовательно снимаются неопределенности, возникающие в
процессе выполнения НИОКР. Накапливается необходимая ин-
формация и производится последовательная отработка изделия
в кооперации предприятий и организаций, участвующих в его
создании. Этап заканчивается сдачей изделия заказчику и пере-
ходом к штучному, серийному или массовому производству.
Ориентировочная оценка трудоемкости рассмотренных эта-
пов по трем главным показателям дана в табл. 20.1.
Таблица 20.1
Показатель Выбор концепции Этап предварительного проектирования Этап подетального проектирования
Количество рассматриваемых вариантов Десятки до сотен До десятка Один
411
Окончание табл. 20.1
Показатель Выбор концепции Этап предварительного проектирования Этап подетального проектирования
Количество специалистов До 20...25 100—500 и более + соисполнители Сотни и тысячи + соисполнители
Продолжительное ть этапа От недель до нескольких месяцев От 6—8 месяцев до 2—3 лет 3-10 лет
Проектирование сложного изделия, например ЭСУ КЛА —
это идеологически и организационно скоординированный кол-
лективный труд конструкторов, расчетчиков, технологов, матери-
аловедов, экспериментаторов, испытателей, экономистов, органи-
заторов и многих других участников разработки. На современном
уровне проектирование ведется с широким использованием ЭВМ
— это машинно-ориентированное проектирование (МП).
Использование новейших ЭВМ для МП с необходимым на-
бором совершенных периферийных устройств, таких, как преоб-
разователи графической информации в цифровую, графические
дисплеи, устройства автоматического ввода и вывода графичес-
кой информации ит. п., позволяет во много раз сократить про-
должительность получения и анализа каждого варианта, а сле-
довательно, и этапа проектирования в целом.
Содержание процесса создания изделия на примере ЭСУ
КЛА показано на рис. 20.1. Проектирование на каждом этапе
носит циклический характер. Оно предусматривает проведение
большого объема численных и графических исследований по
выявлению наилучших параметров, характеристик и конструк-
ции всех частей и в целом изделия.
В процессе проектирования реализуется комплексная рас-
четная программа, составленная из отдельных блоков (см. гл.
21). Блоки в ней объединены по уровням иерархии. Все работы
по оптимизации параметров и получению оптимальных кон-
струкций по всем уровням иерархии производятся циклически
и заканчиваются принятием решений, как правило, компро-
миссных. Таким образом, оптимальный проект — это практи-
чески оптимальный комплекс принятых удачных компромисс-
ных решений, т. е. решений, в узком смысле слова, неопти-
мальных. К сожалению, оптимальность решений может быть
подтверждена только в ходе реализации проекта.
412
Рис. 20.1. Схема процесса, создания изделия:
I — тактико-технические требования (ТТТ) или техническое
задание (ТЗ); II — процесс проектирования;
III' — процесс конструирования; IV — созданное изделие;
1 — синтез проекта изделия в обеспечение ТТТ или ТЗ;
2 — разработка компоновки и основных данных изделия;
3 — разработка конструкции изделия и его составляющих;
4 — полный комплекс научно — исследовательских и опытно-
онструкторских работ (НИОКР );
5 — 9 — критерии по видам, анализа;
10 — анализ проекта и конструкции на соответствие ТТТ или ТЗ
Упрощенная схема процесса проектирования ЭСУ КЛА на
этапе выбора концепции дана на рис. 20.2. Как видно из ана-
лиза рисунка, работа по проектированию ЭСУ КЛА и ее частей
ведется в три подэтапа. На подэтапе Ш оценивается жизнеспо-
собность вариантов частей и целого задуманного изделия —
этот процесс в силу его специфики и наличия значительного ко-
личества волевых заключений лиц, принимающих решения
(ЛПР), здесь не описан. Вводятся новые данные или требова-
ния, и работа повторяется до тех пор, пока не будет выбран ба-
зовый вариант (или несколько вариантов, что менее желатель-
но) для этапа предварительного проектирования.
Укажем, что на начальной стадии разработки концепции
целесообразно выделять некоторые характеристики или пара-
метры в качестве ведущих показателей-критериев. Например, в
качестве критериев могут быть выбраны эффективность устрой-
ства и его характеристик при выполнении заданной программы,
а также характеристики его отдельных частей, таких, как КПД
двигателя, верхний предел температуры, вид рабочего тела в
413
контуре (контурах) и двигателе, число контуров в энергетичес-
кой схеме, масса системы, разделение на модули какого-либо из
уровней иерархии, технологичность, условия отработки, стои-
мость, надежность и некоторые другие. Причем по мере отра-
ботки вариантов ведущие показатели (критерии) могут заме-
няться новыми для последующего поиска наиболее удачного ва-
рианта. Такой подход позволяет значительно сократить время
отбора исходных вариантов для последующего этапа — предва-
рительного проектирования. При отборе вариантов по ведущим
Рис. 20.2. Схема проектирования изделия на этапе выбора концепции:
I — разработка широкого ряда вариантов изделия с различными
источниками энергии и классами ДУ;
II — углубленная разработка вариантов изделия с выбранными
источником энергии и классом ДУ;
III — окончательный выбор концепции изделия;
IV — переход к предварительному проектированию;
1 — синтез вариантов изделия; 2 — компоновка вариантов;
3 — разработка, вариантов ЭУ и ДУ; 4 — формирование основ-
ных требований к подсистем.ам; 5 — определение основных
характеристик вариантов, их габаритов и м.асс;
6 — предварительный экономический анализ; 7 — оценка,
конкурентоспособности вариантов; 8 — выбор жизнеспособных
вариантов; 9 — уточнение компоновок вариантов и важнейших
подсистем.; 10 — 12 — разработка оптимизированных вариантов
компоновок ЭУ, ДУ — подсистем, уточнение характеристик;
13 — выбор системы и методов отработки; 14 — предваритель-
ная конструктивная разработка, новых частей изделия;
15 — уточненный экономический анализ;
16 — оценка жизнеспособности и отбор вариантов;
17 — синтез жизнеспособных вариантов;
18 — уточнение требований к программе создания изделия;
19 — выбранный вариант (варианты) для предварительного
проектирования
414
показателям уже на этапе концепционного проектирования
может быть оставлено малое количество вариантов (даже один)
для предварительного проектирования или может быть выделен
основной вариант, который затем может стать единственным и
для стадии подетального проектирования. Приемлемость того
или иного варианта оценивается также с учетом полноты вы-
полнения требований заказчика. При получении значительных
результатов заказчик может предъявить существенно более вы-
сокие требования.
В заключение отметим, что в действительности реальное
проектирование на всех этапах еще дополнительно существенно
осложняется возможностями обеспечения самого процесса созда-
ния изделия.
20.2. Процесс создания изделия
База для создания изделия — это благоприятное сочетание
следующих основных факторов: достаточная физическая обосно-
ванность возможности создания задуманного (заданного) изде-
лия, наличие научно-технического задела, наличие отработан-
ной концепции изделия и укрупненного графика его создания;
наличие близких или далеких аналогов, прототипов, потребный
объем новых НИОКР, их возможные исполнители и сроки; на-
личие компонентной базы, т. е. подсистем, агрегатов и многих
отработанных элементов, которые прямо или с доработкой долж-
ны быть использованы при создании конструкции изделия; нали-
чие материалов с новыми качествами, технологических и произ-
водственных возможностей современного или перспективного обо-
рудования (ведь реализация задуманного изделия может про-
длиться 5—15 лет); наличие экспериментальной и испытательной
базы для полной отработки изделия и всех его составляющих,
возможность развития этой базы до потребного уровня в приемле-
мые сроки; наличие или возможность создания необходимой ко-
операции разработчиков, правильная оценка реализуемости заду-
мываемой кооперации, решение вопросов дублирования; наличие
и возможность подготовки всех необходимых специалистов; устой-
чивость конъюнктуры и сбыта изделия, финансирования.
В процессе разработки и реализации проекта каждый из
перечисленных факторов будет вносить свои ограничения и по-
требует обязательного нахождения приемлемых компромиссных
решений. Неучет этих и некоторых здесь не указанных факто-
ров может привести к нереализуемости проекта, даже если
будет признаны его высочайший научно-технический уровень и
актуальность. Отвлеченное рассмотрение указанных факторов
415
вряд ли представляет интерес — их нужно учитывать, как го-
ворят, по месту. Поясним это на примере нововведений.
В процессе создания нового изделия необходимо использо-
вать большое количество результатов специализированных ис-
следований, изобретений и некоторых новых открытий. На этой
основе формируются нововведения. Крупная, длительно дейст-
вующая ЭСУ является весьма сложным изделием, и к ней
можно применить тот опыт, который накоплен при создании
летной техники: самолетов, ракет, космических аппаратов, раз-
личных двигателей и т. д. Этот опыт показал, что при разра-
ботке и внедрении летной техники обычно используются сотни
нововведений, а каждое нововведение включает 3—4 новые
идеи. Вместе с тем необходимо максимально уменьшать число
возможных нововведений и унифицировать типоразмеры бло-
ков, модулей, целых систем. Следует иметь в виду, что каждое
нововведение имеет пять стадий: идейную, концептуальную,
оценочную, административно-подготовительную и внедрения.
Отработка изделий. При создании новых двигателей, энер-
гоустановок или энергосистем, ракет, космических аппаратов,
самолетов и вертолетов по мере развития летной техники про-
блема отработки становится все более актуальной. Это происхо-
дит несмотря на накопление знаний, опыта и создание все более
совершенного оборудования, измерительной и управляющей тех-
ники, а также специализированных испытательных сооружений
и их комплексов весьма высокого класса. В целом отработка
летной техники (ЛТ) уже давно является обширной областью с
рядом специализаций. Отработка занимает основное время в
процессе создания изделия ЛТ, а сроки ее не сокращаются.
Так, если ранее срок доводки ВРД составлял в среднем около
70 месяцев, то теперь он составляет 100 месяцев, причем поло-
вина времени проходит от первого стендового испытания до
первого испытания в полете. На доводку расходуется 20—30
двигателей, а стоимость экспериментального двигателя в не-
сколько раз больше, чем серийного. В целом с экономических
позиций отработка двигателей, энергоустановок, самолетов и во-
обще всей летной техники в обобщенном виде подчиняется за-
кономерности, изображенной на рис. 20.3, общей для всех
новых сложных изделий. На рис. 20.3 выделены две зоны: 1 —
зона запаздывания разработки, или процент недоработки летно-
го изделия; 2 — зона опережения, или избыточность в отработ-
ке изделия (излишнее количество материальной части, испыта-
ний). Как видно из рисунка, экономические потери от всякого
рода недоработок весьма велики и могут достигнуть 100% при
недоработке всего на 4%, а в особо трудных случаях кривая
идет еще более круто.
416
Рис. 20.3. Характер изменения
экономических потерь в зависимости
от неполноты, или избыточности
отработки сложных изделии
Методы отработки изделия могут быть двух типов: метод
полной комплексной наземной отработки и метод летно-кон-
структорских испытаний (ЛКИ). Иногда эти методы комбиниру-
ются в некотором соотношении.
Метод ЛКИ весьма нагляден и кажется наиболее простым.
Однако при использовании этого метода отказы могут сущест-
венно изменить условия функционирования изделия или даже
привести к гибели всего летного комплекса. Кроме того, в боль-
шинстве космических аппаратов трудно или невозможно вы-
явить причину отказа при продолжении полета, а тем более
после отказа всего изделия. Поэтому достоверные ЛКИ требуют
большого количества изделий, дают мало информации и весьма
дороги. Как показал опыт использовании метода ЛКИ в чистом
виде, обычно 80% всех отказов классифицировались как кон-
структивные, производственные и эксплуатационные. Остальные
20% отказов относили к так называемым “случайным”, когда
причина оказывалась неустановленной.
Метод полной комплексной наземной отработки исходит из
требования полного исключения “случайных” отказов, т. е. во
всех случаях причина отказа должна быть обнаружена (этого,
естественно, труднее добиться при ЛКИ, когда даже не каждый
летный комплекс после отказа гибнет). Общий принцип отра-
ботки сложной летной техники с помощью этого метода состоит
в сочетании испытаний с анализом по ходу испытаний (в темпе
испытаний). Он обеспечивает минимальное время выявления и
устранения недостатков и наработки требуемого ресурса на дан-
ном экземпляре изделия (поскольку оно сохраняется на стенде).
При анализе результатов могут быть приняты решения о про-
должении испытания, изменении условий испытания, о доработ-
ках испытуемого изделия на стенде или со снятием его со стен-
да, о получении нужной дополнительной информации или о
прекращении испытания в связи с его достаточностью или из-за
потребности в коренной переработке изделия. Испытания долж-
ны обеспечивать полную без пропусков отработку изделий при
417
оптимальных и предельных условиях эксплуатационных воздей-
ствий. Обычно изделия отрабатывают в три этапа: отработка
систем, отработка комплекса и ЛКИ.
Эффект обеспечения надежности при поэтапной отработке
изделий* в среднем достигается следующим.
1. Отработка систем (подсистем) до включения их в ком-
плекс изделия обеспечивает их надежность до 0,95—0,99, что в
общем объеме отработки всего комплекса сложного летного из-
делия составляет лишь 30—50%. Причем здесь обычно удается
определить только безотказность и готовность к работе (см.
далее). Вопросы долговечности (ресурса) требуют специальных
испытаний, и их проводят по другим методикам.
2. Комплексная наземная отработка самого сложного изде-
лия, например ракеты-носителя, как бы подтверждает надеж-
ность не менее 0,95—0,99.
3. Выявить оставшиеся 1—5% недоработок (скрытые дефек-
ты) могут ЛКИ. Некоторые из них, будучи ненайденными, тем
не менее могут проявиться лишь при эксплуатации, а не в про-
цессе ЛКИ.
Доводка изделия по всем показателям должна обеспечивать
получение необходимых параметров и подтвердить высокую на-
дежность изделия. Так, для тех же ВРД в процессе доводки пос-
ледние десятилетия достигалась высокая надежность — это нара-
ботка на один отказ примерно 130 тыс.ч; надежность считалась
рядовой при наработке 40—50 тыс. ч в полете. При достижении
высокой надежности необходимо учитывать, что как недостаточ-
ная надежность, так и чрезмерная могут привести к неоправдан-
ному перерасходу средств и времени. В обоих случаях задача со-
здания жизнеспособного изделия в заданный срок, да еще и в вы-
деленном объеме средств может оказаться нерешаемой. В любом
конкретном случае необходимый уровень надежности должен оп-
ределяться на основе тщательных технико-экономических исследо-
ваний, включая и анализ последствий возможных (вероятных) от-
казов. Чтобы информация об отказах и. неисправностях создавае-
мого изделия позволяла оценивать его фактическую надежность,
необходимо ее полное соответствие следующим требованиям.
1. Достоверность. Информация должна быть строго докумен-
тальной, исходить непосредственно от ответственных и компетент-
ных организаций и лиц. Ее достоверность должна периодически
контролироваться и уточняться организаторами сбора информации.
2. Полнота (достаточность). Информация должна содержать
все данные, необходимые для правильной оценки работоспособ-
ности и надежности изделия.
3. Регулярность. Отрывочная нерегулярная информация не
только малоэффективна, но и может явиться причиной непра-
418
вильных выводов и решений. Данные, полученные во всех видах
испытаний и поступающие в процессе эксплуатации, должны об-
рабатываться своевременно и регулярно.
4. Простота и единообразие форм учета. Для однотипных и
родственных элементов, работающих в близких условиях экс-
плуатации, необходимо использовать предельно простые и еди-
ничные формы учета отказов. Это позволяет сократить возмож-
ные ошибки, упростить сопоставление однотипных данных и по-
зволяет автоматизировать их обработку.
В процессе проектирования особенно ярко проявляются так
называемые конфликтные ситуации, связанные с проявлением
противоречивых тенденций и требований. Несмотря на это, в
результате численных экспериментов и по мере поступления до-
стоверной информации должны быть получены окончательные
сбалансированные зависимости, характеризующие влияние пара-
метров и структуры блоков (узлов, агрегатов, подсистем и сис-
тем) на надежность каждого из них в отдельности и всего из-
делия. Должна быть сформулирована обобщенная логика проек-
тирования блоков и всего изделия с заданной надежностью.
Обеспечение заданных характеристик. Создание изделия с
нужными рабочими характеристиками и заданной надежностью
требует координированных действий всех участников работ на
всех участках в течение всего периода создания изделия. На
рис. 20.4 приведена примерная схема работ по надежности в про-
цессе создания изделия — это логика проведения работ. На ри-
сунке можно проследить главную линию работ, а в верхних и
нижних структурных линиях графика отмечены работы, связан-
ные с обеспечением необходимой надежности. Как видно из
схемы, работы по надежности начинаются в начале проектирова-
ния — с анализа тактико-технических требований (ТТТ) и созда-
ния на их основе схемы мероприятий по обеспечению надежности
(СОН). Таким образом происходит более тесная увязка параметров
внешних условий (В), схем и структур (С) в функционале
Ф(В,С,У), который обсуждался в гл.1. Работы по обеспечению на-
дежности должны скоординированно отслеживать все действия
коллективов по созданию изделия.
Эти действия описаны в подрисуночной подписи рис. 20.4.
В практике различных организаций в деталях эта структура
может иметь различия, однако принципиальный характер дей-
ствий (логика) должен быть сохранен, иначе достоверность по-
казателя надежности (как правило, числа) может оказаться не-
доказанной: доказательство это особенно сложно для немассо-
вых изделий, какими являются космические аппараты и их
главнейшие системы (в частности, ЭУ и ЭСУ всех видов).
419
Рис. 20.4. Схема обеспечения надежности (СОН)
в процессе создания изделия:
1 — проект изделия; 2—4 — конструкция, рабочие чертежи,
экспериментальная технология; 5 — производство
экспериментальных образцов; 6 — стендовая отработка;
7 — корректировка технической документации по результатам,
стендовой отработки; 8 — производство опытных образцов;
9 — отладка летных образцов и ленто-конструкторские
испытания (ЛКИ); 10 — эксплуатация созданного изделия;
11 — составление ССН; 12 — исходная статистика
по прототипам; 13 — требования по надежности изделия и его
составляющих; 14 — данные о проектной и технологической
надежности; 15 — данные о надежности из экспериментального
производства; 16 — данные по результатам отработки
экспериментальных образцов; 17 — данные по надежности из
опытного производства; 18 — данные по надежности по
результатам ЛКИ и эксплуатации; 19 — разработка, методов
обеспечения и определения надежности, анализ достигнутых
уровней, установление норм надежности; 20 — статистическая
информация об отказах и неисправностях на всех этапах работ;
21 — сравнение ТТТ с реально достигнутыми результатами;
22 — характеристики надежности
Надежность, которая как известно, закладывается при про-
ектировании изделия, может быть доказана только в процессе
его отработки и подтверждена в последующей эксплуатации.
Поскольку космические изделия не только сами по себе слож-
ны, но и действуют в сложных условиях эксплуатации, то их
отработка как в имитированных, так и в натурных условиях
весьма трудна, кропотлива и, как правило, длительна. Чтобы
получить в заданный срок нужные характеристики и обеспе-
чить надежность изделия, необходимо его отработку вести по
достаточно сложной логике с использованием самых современ-
ных (для каждого времени) средств. Логика отработки косми-
ческого изделия приведена на рис. 20.5. Элементы этой логики,
например, в зависимости от многоплановости связей в рабочих
420
процессах и конструкции изделия, степени его новизны, слож-
ности составляющих, а также от специфики требований могут из-
меняться. Однако во всех случаях в результатах отработки изде-
лия не должно быть пропусков, например, типа “случайных де-
фектов” или иных ненайденных и неустраненных причин отка-
зов или снижения эффективности действия изделия.
Рис. 20.5. Логика, отработки сложного космического изделия:
1 — изделие и конструкторская документация; 2 — программы и
алгоритмы отработки; 3 — 4 — физическая и математическая
модели изделия; 5 — информация ог>г соразработчиков;
6 —планирование и внедрение испытаний; 7 — объем, режимы,
условия, испытаний; 8 — программы и алгоритмы, получения и
обработки информации по испытаниям.; 9 — программы
управления; 10 — обработка информации в темне испытаний;
11 — формирование результатов; 12 — сопоставительный анализ
результатов натурных и модельных испытаний; 13 — машинный
эксперимент; 14 — формирование результатов; 15 — критерии
оценок; 16 — изменения математических моделей;
17 — корректировка программ и алгоритмов; 18 — выработка и
принятие решений; 19 — изделие после испытаний;
20 — возврат изделия (возвращается на доработку);
21 — выдача разрешения на полет
Высокая техническая надежность изделий летной техники,
как было показано, требует значительного расхода изделий и
средств для обеспечения доводки и получения необходимых ста-
тистических данных в подтверждение достоверности расчетов и
экспериментов. Мерой надежности является вероятность успеш-
ной работы в течение заданного времени (ресурса). Как извест-
но, полная группа событий (отсутствие отказа и отказ) всегда
дает вероятность, равную 1, т. е.
B + Q=l, (20.1)
где R — вероятность безотказной работы; Q — вероятность отказа.
421
Это выражение является записью аксиомы: надежность и
ненадежность в сумме составляют единицу, т. е. абсолютную
надежность. Мерохг надежности служит вероятность успешного
действия (полета), т. е. отношение величины фактических пока-
зателей к величине показателей абсолютной надежности. Опыт
оценки надежности машин дает R = 0,9 + 0,999. Надежность
технических средств в настоящее время наиболее тщательно ис-
следована для особенно ответственных и рискованных экспеди-
ций, например, таких, как пилотируемые полеты. Так, надеж-
ность элементов и деталей космической системы “Аполлон”, за-
ложенная разработчиками для первого полета к Луне с возвра-
щением — “Аполлон-8” — составляла R = 0,99999. Такое требо-
вание возникло из расчета, опирающегося на показатели надеж-
ности эффективного решения задачи, которые включают эффек-
тивность действия — полет с Земли, обращения вокруг Луны с
маневрированием и последующим возвращением на Землю; ус-
ловия действия — межпланетные условия, а также условия
стартов и посадок; долговечность на время полета от старта до
возвращения на Землю (это приблизительно 2 недели); надеж-
ность эффективного полета.
Ожидалось, что для всего полета R > 0,999. Однако по ре-
зультатам ряда экспедиций на Луну вероятность безотказной
работы оказалась около 0,9.
Для наглядности подсчета полезно выражение
<2 = 0,Г', (20.2)
где п — показатель надежности (здесь — число девяток). При
таком понимании показатель надежности КК “Аполлон” состав-
лял п = 3, показатель же надежности элементов и деталей п = 5.
Коэффициент готовности показывает, как часто система на-
ходится в состоянии, удовлетворительном для эксплуатации, и
поэтому является одним из факторов надежности, которая в
свою очередь является важным параметром всей системы. Дело
в том, что на современном этапе развития сложная космическая
техника может эксплуатироваться обычными для наземных сис-
тем методами, т. е. с использованием технической диагностики
состояния, профилактических осмотров, ремонтов, модерниза-
ции. Этим может быть обеспечена ее эффективная работа в кос-
Система “Сатурн-5— Аполлон” содержала 15 млн. деталей, а в ее создании
участвовало в общей сложности около 35 тысяч фирм. В пиковый же период
создания системы (1968 г.) над ней работало одновременно более 500 тыс.
человек в 20 тысячах фирм (в 50 штатах) и многочисленных государственных
организацях.
422
мосе в течение длительного времени — вплоть до десятилетий.
Поэтому работоспособность вновь создаваемых сложных косми-
ческих систем, включая большересурсные мощные ЭУ и ЭСУ,
должна обеспечиваться постоянно и не должно допускаться их
моральное устаревание. Характеристикой работоспособности
проектируемой современной системы является коэффициент го-
товности, который в простейшем случае записывается как
~ Т'н.р/^н.р + ^пр) ’ (20.3)
где тн — среднее время надежной работы (время между осмот-
рами); т — среднее время ремонта, необходимое для профи-
лактических осмотров и ремонта.
Основными составляющими kT являются надежность, влия-
ние отказов, т. е. принятая стратегия восстановления работоспо-
собности системы, ее адекватность и живучесть. Необходима
возможность перенастраивать систему для работы в изменив-
шихся условиях, живучесть дает возможность сохранить уст-
ройство в аварийных ситуациях. Это все можно сделать, если
заранее устанавливаются ремонтопригодность, комплектация и
применение запасных частей, схемный анализ и стратегия вос-
становления работоспособности.
Понятие коэффициента готовности системы полезно исполь-
зовать как на стадии проектирования, так и на стадии эксплу-
атации. Разработчик должен рассматривать /гг совместно с дру-
гими показателями эффективности системы: стоимостью, уров-
нем обслуживания, сроками создания, уровнем отработки и т. п.
Особенно тщательно на этапах проектирования должны решать-
ся вопросы модульности и рационального выбора типоразмера.
Поддержание kT на должном уровне при эксплуатации ЭУ и
ЭСУ или самостоятельной космической энергосистемы осущест-
вляется с помощью транспортных космических средств путем
профилактических осмотров, ремонтов и модернизации. Для
каждого конкретного класса систем разрабатываются формулы
коэффициента готовности, учитывающие особенности разрабаты-
ваемых систем и требования, предъявляемые к ним. В процессе
создания системы ее коэффициент готовности моделируется на
специальных установках.
20.3. Выбор исходных данных для проектирования изделия
Диапазоны мощности космических электроэнергетических
систем определяются с помощью анализа проектов КЛА. Удобно
все возможные потребности мощности КЛА разделить- на сле-
дующие диапазоны:
423
0Д...1 кВт обеспечивает электроэнергией весьма большую
номенклатуру спутников и космических устройств для исследо-
вания космоса и других космических задач;
1...25 кВт охватывает потребности значительного количест-
ва действующих и перспективных космических аппаратов.
Верхняя граница этого диапазона мощностей определяется габа-
ритами современных мощных ракет-носителей;
25... 100 кВт обеспечит новые мощные космические системы
связи, навигации, телевидения, изучения земных ресурсов, дол-
говременные орбитальные станции, трансляторы энергии и др.;
100...3000 кВт требуется для КЛА, создаваемых единицами.
К ним, например, относятся спутниковые системы, межорби-
тальные транспортные аппараты с ЭРДУ, некоторые КЛА для
исследования планет Солнечной системы и др. Большие мощ-
ности могут потребоваться в системах ЭРДУ для пилотируемых
полетов к планетам и других КЛА эпохального класса;
1...10 ГВт будет использоваться при создании солнечных,
ядерных и термоядерных космических электростанций для
снабжения электроэнергией мощных производственных систем в
космосе,и на Земле.
Выбор класса космической ЭУ производится в процессе со-
вместного предварительного проектирования КЛА, ЭУ и других
систем, составляющих КЛА. В результате разработчики ЭУ по-
лучают согласованное задание, в котором указываются источник
энергии (солнечная, химическая или ядерная) и все необходи-
мые основные параметры ЭУ. Рассмотрим некоторые перспек-
тивные ЭУ и ЭСУ с фотоэлектрическими и турбогенераторными
преобразователями солнечной энергии, а также с термоэмисси-
онными преобразователями ядерной энергии.
Выбор класса двигателя для ЭСУ большой мощности доста-
точно однозначен. Полеты американских КЛА “Вояджер-1” и
“Вояджер-2” к планете Юпитер, выполненные с помощью дви-
гателей на химических источниках энергии, соответствуют
почти предельным энергетическим возможностям таких двига-
тельных установок и отражают достигнутый и хорошо освоен-
ный уровень космического двигателестроения.
Работы, развернутые по созданию космических ЭУ мощнос-
тью в десятки, сотни и тысячи киловатт, лишь подтверждают
необходимость для всех маневров КЛА с такими ЭУ применять
только ЭРД. Таким образом, выбор двигателя для ЭСУ сводится
к выбору среди самих ЭРД.
Обеспечение совместной работы ЭРДУ с ЭУ в составе КЛА
осложняется нежелательными воздействиями двигателя на ап-
парат. Струя двигателя может оказывать на КЛА механические,
тепловые, электрические, электромагнитные и оптические воз-
424
действия, а также может способствовать повышению плотности
собственной атмосферы КЛА.
Естественно, что при установке ЭРД (как и любого другого дви-
гателя) на КЛА должны быть приняты во внимание его свойства.
Как уже указывалось в гл. 19, несколько обособленно стоит
задача обеспечения достаточной устойчивости совместной рабо-
ты ЭРД с системой электропитания (СЭП). Дело в том, что уро-
вень колебаний в системе при непринятии необходимых мер
может достигать десятков процентов от величины разрядного
напряжения. Однако эта задача является внутренней задачей
организации работы самой ЭРДУ. При ее решении, построив эк-
вивалентную электрическую схему ЭРД, можно пользоваться
методом анализа устойчивости электрических цепей. Однако ре-
шение этой задачи может быть осложнено наличием у ВАХ ЭРД
(в частности, у СПД) на некотором участке отрицательного эк-
вивалентного активного сопротивления при близких наклонах
ВАХ ЭРД и СЭП. В этом случае возможно возникновение ин-
тенсивных колебаний с частотами порядка десятков и сотен кГц
(для существующих моделей). Поэтому для обеспечения устой-
чивой работы ЭРДУ в ней между СЭП и ЭРД должны быть при-
менены согласующие элементы. Они позволят стабилизировать
работу системы ЭРДУ и одновременно могут заметно улучшить
характеристики всего КА. В самом ЭРД и в его струе генери-
руются и радиочастотные колебания с частотами выше 1 МГц,
поэтому во избежание радиопомех необходимо при отработке
ЭРД выявить параметры этих помех и подавить их средствами,
применяемыми в радиотехнических устройствах.
Оценка возможной стоимости создания изделия необходима
уже на первых шагах его проектирования. Именно стоимость
создания, а затем стоимость эксплуатации и утилизации явля-
ются важнейшими показателями эффективности использования
изделия. Эти величины должны быть достаточно достоверно оп-
ределены в концепционном проекте, поэтому они сильно влия-
ют на принятие решения о дальнейшем развитии работ.
Стоимостная оценка КЛА и таких их систем, как ЭУ и
ЭСУ, теперь уже может базироваться на более чем 30-летнем
опыте их создания. В период развития ракетно-космической
техники до начала 1970-х годов допускались значительные
ошибки в оценке стоимости, но с семидесятых годов эти ошиб-
ки были сведены примерно к 10% в сторону недооценки. Это
достигнуто путем введения в практику концепции “проектиро-
вания в пределах заданной стоимости”. Эта концепция предус-
матривает организацию разработки новых систем при условии,
что стоимость производства изделия или иной продукции не вы-
ходит за установленные пределы. К основным элементам этой
концепции относятся следующие:
425
1. Детальное формирование требований предшествует проек-
тированию.
2. Детальное планирование работ предшествует затрате
средств.
3. Оценочные (сдаточные) испытания узлов и подсистем
проводятся перед испытанием системы в целом.
4. Испытания подсистем проводятся при условиях, соответ-
ствующих их работе в составе системы.
5. Для уменьшения общего объема испытаний проводятся
доводочйые испытания с повышенными нагрузками (предшест-
вуют оценочным).
Эта концепция является основой административной страте-
гии и практическим инструментом в разработке авиационных
ракетных, ракетно-космических систем и главнейших наукоем-
ких систем, а также широко используется во всех отраслях эко-
номики.
Оценочное моделирование стоимости должно базироваться
на надежной статистике и включать технические показатели
сложности изделия, статистические данные и обстоятельства
предстоящей разработки. К последним относятся фактор эффек-
тивности руководства, количество и опыт участвующих органи-
заций, календарный и технические планы работ, характер дого-
ворных отношений, система премирования и поощрений и др.
На рис. 20.6 приведена схема разработки моделей стоимости
проектируемого изделия, а на рис. 20.7 — изменение затрат на
разработку и изготовление в процессе выполнения программы
создания изделия.
Рассматриваемые здесь затраты на осуществление проекта
(программы) создания изделия относятся исключительно к сто-
имости разработки и изготовления, которые тесно связаны
между собой, хотя по своей природе они совершенно различны.
На основании всего изложенного можно сделать вывод, что
в большинстве случаев оказывается выгодным получать готовые
научные разработки, узлы и агрегаты, которые не специфичны
для данной организации и на создание которых может уйти
много средств и времени. Это справедливо еще и вследствие
того, что качество изделия в значительной мере определяется
методом и опытом его создания, что составляет до 80% от всех
затрат на разработку и изготовление.
Вместе с тем, как уже отмечалось, на стадии научно-иссле-
довательской работы, стоимость которой составляет обычно 5-
7% от стоимости всей работы, формируется до 75% стоимости
изделия. Стадия опытно-конструкторских разработок, равная по
стоимости 30%, определяет 20% расходов, серийное изготовле-
ние — только 5%.
426
Рис. 20.6. Структурная схема разработки моделей
стоимости проектируемого изделия:
1 — собранные данные о проекте; 2 — отобранные нужные
данные и их обработка; 3 — статистические модели стоимости
изготовления; 4 — модель коэффициента освоения производства;
5 — статистические модели стоимости разработки; 6 — модель
коэффициентов сложности; 7 — модели затрат в чел.-ч;
8 — модель коэффициентов, характеризующих разработку;
9 — модель коэффициентов эффективности руководства;
10 — м-оделъ коэффициентов, характеризующих производство;
11 — аналитическая модель суммарных затрат
Суммарньй
затраты
Рис. 20.7. Изменение затрат
на разработку и изготовление
изделия в процессе
выполнения программы:
1 — затраты на разработку;
2 — затраты на изготовление
В заключение заметим, что проведение экономических оце-
нок на стадии разработки концепционного проекта позволяет
более реалистично подходить к выбору вариантов для дальней-
ших этапов. При таком подходе на более поздних стадиях работ
неприятных сюрпризов будет существенно меньше.
Глава 21. Оптимизация энергосиловой установки
при проектировании
21.1. Принципы оптимального проектирования
Постановка задачи оптимального проектирования сложных
изделий в наиболее общем виде формулируется следующим об-
разом. Требуется минимизировать целевую функцию F (х) п-
мерного вектора х проектных параметров х* , х2 , , хп в об-
ласти, задаваемой ограничениями
427
^.(х) < 0 , у = 1, т ; (21.1)
7zfe(x) = 0 , k = - 1, ..., 1 ; (21.2)
1 . п X; < X; < X- , ti t i = - 1, ..., п . (21.3)
Параметром F(x) может быть некоторый критерий качества,
например эффективность использования, масса, надежность,
стоимость, параметры рабочего процесса (мощность, температу-
ра и т. п.).
Ограничениями в виде неравенств (21.1) служат чаще всего
предельно допустимые реакции на внешнее воздействие: расход
энергии, изменение температуры, воздействие ускорений, воз-
действие радиации и т. п. Другими ограничениями такого рода
могут быть предельные прогибы концентраторов солнечного из-
лучения, допустимые рассогласования в механических и элект-
рических элементах солнечных батарей, допустимое напыление
рабочего тела двигателя на элементах конструкции КЛА, допус-
тимые частоты колебаний, условия местной или общей для ЭСУ
потери устойчивости и др.
С ограничениями в виде неравенств связаны специфические
трудности при реализации многих процедур математического
программирования. При этом данные ограничения наиболее ти-
пичны именно для проблем оптимизации.
Ограничения в виде равенств (21.2) выражают, как прави-
ло, условия равновесия, совместимости частей конструкции, от-
сутствие моментов, например, в динамических преобразователях
энергии, баланс подводимой и отводимой энергии и т. п. Обыч-
но данные ограничения удовлетворяются в рамках отдельных
подзадач, возникающих при проектировании той или иной кон-
струкции.
Двусторонние ограничения (21.3) выделяют ту область допус-
тимых значений параметров, в которой проводится поиск оптиму-
ма. Данные ограничения, в отличие от (21.1) и (21.2), которые
могут не удовлетворяться на промежуточных этапах указанного
поиска, должны быть выполнены всегда. В противном случае про-
цесс поиска может оборваться, например, из-за потери смысла не-
которых переменных, возникновения особенностей и пр.
Приведенная выше постановка задачи оптимизации не на-
кладывает каких-либо ограничений на природу переменных
ОС у ос у в в в у ос л» Ими могут быть целочисленные (число фацет в
концентраторе, число фотоэлементов в солнечной батарее, число
турбогенераторов и т. д.), дискретные (координаты узлов рас-
крытия концентраторов, СБ и т. д.) или непрерывные величины
(отбор энергии, поток рабочего тела и т. д.). Точно так же до-
428
пускается различный вид целевой функция F(x), которая, в част-
ности, может быть разрывной или иметь разрывные производные.
Разумеется, что в каждом отдельном случае задания F(x) нужно
выбирать наиболее подходящую разновидность метода математичес-
кого программирования и его численную реализацию. Заметим, что
несмотря на то, что “оптимизационный подход” имеет давнюю ис-
торию, задача оптимизации в том виде, в каком она представлена
здесь, была сформулирована сравнительно недавно. Именно такая,
достаточно общая и строгая постановка этой задачи лежит в основе
многих математических методов ее решения.
Общая и универсальная процедура математического програм-
мирования оказалась практически неприемлемой для проектиро-
вания сложных конструкций. Поэтому еще в конце 1960-х годов
был сформулирован так называемый “критерий оптимальности”.
Его появление позволило прямые методы поиска минимума функ-
ции F(x) заменить рассмотрением аналитического оптимума при
некоторых дополнительных предположениях с одновременным
привлечением определенных итерационных процедур.
Согласно методу критериев оптимальности из всей совокуп-
ности ограничений (21.1) на каждом шаге итерационного про-
цесса выделяются критические ограничения g^x) = 0 и записы-
вается система необходимых условий оптимальности. В настоя-
щее время метод критериев оптимальности рассматривается как
частный случай математического программирования, применяе-
мый к задачам проектирования, где возможны разделение пере-
менных и суперпозиция их функции ft , т. е. целевая функция
представлена в виде
F(x) = f^x^) + /2(х2) + ... . (21.4)
Комбинация методов прямого математического программи-
рования с методом критериев оптимальности дала дуальный
метод, который успешно применяется при оптимизации слож-
ных конструкций. Дальнейшее совершенствование дуального ме-
тода привело к так называемому аппроксимационному подходу,
в котором производится така'Я замена переменных (проектных
параметров), которая позволяет ослабить нелинейные связи
между этими параметрами и перейти от нелинейных ограниче-
ний задачи к линейным и, при необходимости, линеаризовать
соответствующие функции рассматриваемых переменных, сохра-
нив при этом достаточно высокую точность приближения.
Задачей дальнейшего развития программирования является
объединение оптимального программирования и анализа кон-
струкций в единые вычислительные алгоритмы, не требующие
от пользователя детального проникновения в методики и про-
429
граммы проводимых расчетов и позволяющие таким образом со-
средоточить внимание на проектировании конструкции как та-
ковом. Перспективы оптимального проектирования во многом
связываются с разработкой экономичных и доступных для ря-
довых инженеров вычислительных программ. Нужны возможно
более полные библиотеки программ, в которых наилучшим об-
разом сочетался бы дуальный метод оптимизации с аппроксима-
ционным подходом.
Теперь уже оптимальное проектирование является инстру-
ментом практической деятельности. В более общем аспекте бу-
дущие процедуры оптимального проектирования должны учиты-
вать различные требования эффективности использования, на-
дежности, стоимости, стохастическую природу внешних воздей-
ствий и нестационарность ограничений.
Практическое использование методов оптимизации при про-
ектировании с учетом положений, изложенных в гл. 20, приво-
дит к тому, что проектантам чаще всего приходится более или
менее строго оптимизировать лишь отдельные элементы или
процессы системы.
На базе этой информации можно построить уплотненные ма-
тематические модели узлов и подсистем и перейти к новому этапу
оптимизации системы в целом. Однако оптимизация крупных час-
тей системы и системы в целом редко возможна в строгом смыс-
ле. В практических случаях часто используются критерии и ре-
шения, основанные на интуиции и опыте специалистов.
21.2. Комплекс критериев
Конкретная задача оптимизации существует лишь тогда,
когда существует область возможных решений. Оптимизация
действия изделия или его отдельной характеристики при проек-
тировании означает выбор из множества возможностей. Этот
выбор осуществляется в соответствии с принятыми критериями.
В общем случае критерием может быть минимум затрат либо
максимум эффекта. Использование этих критериев позволяет
осуществить оптимизацию, формальная схема которой дана на
рис. 21.1. При оптимизации необходимо определить область
Рис. 21.1. Принципиальная схема оптимизации
430
возможных решений. Для определения этой области могут быть
использованы логические и эвристические методы. Эвристичес-
кие методы, применяемые конструктором, повышают эффектив-
ность поиска и открытия в тех случаях, когда оказываются не-
достаточными логические методы, обеспечивающие в принципе
получение решений путем дедукции (от общего к частному).
Выбор решения является ключевой процедурой процесса оп-
тимизации. Решения могут приниматься на основе различного
рода выбора: критериального выбора, волевого выбора, случай-
ного выбора. Не рассматривая два последних выбора подробно,
заметим; что волевой выбор представляет собой вполне осознан-
ный и ответственный выбор в условиях недостаточной полноты
комплекса критериев. Он осуществляется тогда, когда имеется
необходимость заполнения информационного пробела при пол-
ном понимании риска. Это достаточно частый практический
случай. Волевой выбор может оказаться оптимальным, если он
производится на основе эвристического подхода при хорошем
знании и учете условий, в которых проектируемое изделие
будет реализовываться и эксплуатироваться.
Подход к определению комплекса критериев. Творческий
риск при проектировании можно свести к минимуму составле-
нием рационального комплекса критериев. Однако каждый вы-
бранный критерий проявляется по-разному: служит основой
оценки, уточняет задачи или определенным образом ориентиру-
ет проектно-конструкторскую деятельность.
Всесторонний подход к выбору критериев при проектирова-
нии сложных изделий, таких, как ЭСУ или мощная СКЭС,
кроме узкотехнических вопросов обусловливает огромный ком-
плекс вопросов (критериев) социально-технического соответст-
вия. Эти вопросы, в свою очередь, представляют очень сложную
задачу, требующую детального исследования в каждом конкрет-
ном случае. Таким образом, участие экономистов, организато-
ров, социологов и других специалистов в проектировании пред-
ставляется необходимым.
Ограничимся рассмотрением подхода к созданию комплекса
основных технических критериев, необходимых для выбора тех-
нических решений. При этом будем помнить, что обоснование
технической целесообразности создания изделия должно произ-
водиться на основе следующих критериев: 1 — параметры
функционирования. В случае ЭСУ это мощность, КПД, ремонто-
пригодность, удобство в эксплуатации, надежность, ресурс,
масса, габариты; 2 — экономические: стоимость создания и экс-
плуатации изделий в системе технических средств для удовле-
творения народнохозяйственной или иной потребности; 3 —
производственные: технологичность, наличие производственной
431
базы, наличие необходимых материалов, наличие доводочно-ис-
пытательной базы; 4 — временные: сроки разработки проекта и
конструкции, сроки производства и доводки, продолжитель-
ность эксплуатации и метод утилизации.
ЭСУ КЛА является сложным комплексом элементов и бло-
ков, взаимосвязанных непрерывно осуществляемыми процесса-
ми преобразования, перераспределения и передачи видов энер-
гии, а также изменения состояния всех ее частей как системы.
Количество параметров процессов, конструкции и технологичес-
ких процессов ЭСУ весьма велико и при проектировании в
принципе неограниченно. Изменение любого параметра проекти-
руемой ЭСУ влияет на обеспечение важнейших характеристик
установки в целом. Так, в зависимости от области используе-
мых исходных параметров рабочие характеристики ЭСУ могут в
процессе проектирования изменяться от весьма хороших до со-
вершенно неприемлемых.
Будем применять критерии параметров функционирования от-
части экономические, а где необходимо — проводить волевую эв-
ристическую оценку как по указанным здесь, так и по остальным
критериям. Это необходимо еще и потому, что при проектирова-
нии естественно стремятся применять как можно больше стандар-
тизованных или отработанных элементов, а также заимствовать
подсистемы и части уже существующих конструкций — прототи-
пов или аналогов. Совершенно особое, давящее, влияние имеют
экономические, производственные и временные критерии. Поэто-
му решение частных и общих задач принятия критериальных и
эвристических волевых решений при проектировании относится к
числу важнейших задач проектирования — это своего рода укруп-
ненная эвристическая оптимизация полученных результатов.
Именно так практически принимаются решения — выбирается ва-
риант для последующих стадий работ. Реалистическое жизнеспо-
собное решение по каждой части и в целом по изделию получа-
ется при взаимоувязанной скоординированной работе значительно-
го ряда групп (коллективов) специалистов.
Комплекс критериев создается в процессе распознавания и
определения потребностей при одновременном анализе принци-
пиальных (социальных, экономических и др.) возможностей
удовлетворения этих потребностей. Поэтому критерии должны
быть понятны каждому, кто осуществляет оценку, и давать воз-
можность однозначного обоснования.
В проектно-конструкторском процессе объектом оценки явля-
ются система или подсистема как основа функционирования изде-
лия; конструкция, которая в нужной степени регламентирует из-
готовление изделия, предназначенного для того, чтобы стать тех-
ническим средством. При этом основная роль комплекса критери-
432
ев определяется тем, что оптимальное решение задачи зависит в
значительной мере от оптимальности подбора критериев; операци-
онная значимость связана с определением последовательности про-
цедур, результат которых должен соответствовать критериям.
Давая обобщенную характеристику комплекса критериев,
заметим, что свойствами и особенностями такого комплекса яв-
ляются внутренние и внешние взаимозависимости. К внутрен-
ним взаимозависимостям следует отнести их содержание, а к
внешним — возможность принятия решений с их использовани-
ем. На рис. 21.2 дана модель комплекса основных критериев,
определяемая обоснованиями целесообразности создания изде-
лия. На рисунке указаны связи от общественно-технической не-
обходимости с обоснованием целесообразности создания и разви-
тия до обоснования возможностей изготовления и отработки.
Рис. 21.2. Модель комплекса основных критериев, определяемая
обоснованиями целесообразности создания
Критерии параметров функционирования неотделимы от ис-
ходных положений технического задания на разработку. Они
зависят от рабочих процессов в частях и в целом изделии — от
используемых формул и функциональных зависимостей. Выбор
критериев зависит и от возможностей производства, отработки,
эксплуатации, поэтапной стоимости, полной стоимости изделия
и технического средства на его основе. Именно поэтому даже
критерии параметров функционирования могут быть заданы
лишь приблизительно. Эти критерии в процессе развития работ
делятся по иерархии частей (подсистем) изделия и уточняются
или заменяются. В процессе концептуального исследования и в
начале проектирования целесообразно в качестве исходных кри-
териев использовать требования технического задания.
433
21.3. Структура оптимизационных расчетов
Структура проектных расчетов по оптимизации дана на рис. 21.3.
Структура определяет порядок использования специализирован-
ных и проектных расчетных программ. В ней данные ТЗ как кри-
Численный! результат,
соответствующий критерию
Рис. 21.3. Структура
проектных расчетов
по оптимизации
рам, указанным в ТЗ).
терии сравниваются с соответствую-
щими параметрами принятого прото-
типа и вырабатываются переходные
величины (коэффициенты). Произво-
дится уточнение по результатам спе-
циальных натурных экспериментов и
подтверждается возможность дости-
жения требуемых параметров. Затем
вводятся специализированные про-
граммы по составным частям изде-
лия и производятся новые серии рас-
четов, в которых должны быть до-
стигнуты оптимальным образом вы-
бранные пределы параметров. В
конце счета должны быть получены
численные результаты, соответствую-
щие критериям (например, парамет-
Подготовка оптимизационных расчетов начинается с изуче-
ния натурных прототипов и новых экспериментальных данных.
На этой основе производится разработка специализированных
проектных программ (блоков) по частям изделия. Если необхо-
димо, то для обоснования возможности выполнения требований
ТЗ проводятся натурные, а иногда и чисто математические экс-
перименты. Из полученных данных выбираются (назначаются)
контрольные (реперные) точки, по которым затем проверяются
полученные данные.
Дальнейшее развитие численных исследований идет по пути
согласования характеристик в оптимизируемой системе. Для со-
гласования используются проектные программы. Они вначале
отдельно отрабатываются на соответствие процессов в специали-
зированной программе процессам, заложенным в проектную
программу. С этой целью создается согласующий расчетный
блок, который и обеспечивает необходимую координацию.
В итоге проектная программа оптимизации обеспечивает со-
гласование характеристик и выдает критериальные величины
для их оценки. Процедуры повторяются до получения необхо-
димого результата, который по комплексу критериев может
быть принят проектантами как оптимальный.
Подход к составлению расчетной проектной программы из-
делия базируется на следующих требованиях: программа долж-
434
на иметь блочную структуру, позволяющую обеспечить поэтап-
ное согласование характеристик блоков в системе; структура
должна быть несложной и обеспечивать оперативный обмен ин-
формацией в проектном коллективе; структура должна допус-
кать уточнения, необходимость в которых возникает по мере
развития исследований. В соответствии с этими требованиями
разрабатываемое изделие делится на расчетные блоки, соответ-
ствующие иерархии модулей (или других частей) изделия.
Блоки, в свою очередь, делятся на оптимизационные, струк-
турные и согласующие. Оптимизационный блок определяет режим
оптимизации всего изделия по всем параметрам, характеристикам
и процессам. В начале счета данные блока сравниваются с анало-
гичными данными ТЗ для уже отработанного изделия (прототипа,
аналога, модели), а в конце расчетный оптимизационный блок
выдает данные по всему изделию. Структурный блок, соответст-
вующий, например, какому-либо модулю, осуществляет контроль-
ные функции по рассматриваемым параметрам. В частности, в ре-
зультате сравнения расчетных и экспериментальных данных вы-
дает промежуточные характеристики модуля. Согласующий блок
определяет структуру согласования характеристик, контролирует
внутренние связи исходя из заданных критериев. Блок создается
на основе параметров функционирования изделия.
Структура согласования характеристик, например, в энерго-
системе показана на рис. 21.4. Начало расчетного процесса со-
ответствует получению исходной энергии (например, концентра-
ция солнечной энергии и передача ее теплообменнику), что от-
ражает структурный блок; конец расчетного процесса дает тре-
буемый выходной параметр (например, электрическую мощ-
ность), что отражает оптимизационный блок. Согласующий блок
в расчете энергосистемы отражает рабочий процесс преобразова-
ния энергии (например, термодинамический цикл Ренкина). С
помощью представленной цепочки (структурный, согласующий
и оптимизационный блоки) изучаются характеристики изделия
(системы), которые в зависимости от задачи являются либо кри-
териями, либо переменными. В структурный блок вводятся за-
Рис. 21.4. Принципиальная схема
согласования характеристик
> /зФ) — функционалы
структурного, согласующего
и оптимизационного блоков
соответственно
435
даваемые границы данных , а2 , ..., Щ , в оптимизационный
— , [32 , Р- и в согласующий — у1 , у2 , yk. На рис. 21.4
X может отражать требования ТЗ, х^ , х2 , ..., xt отражают про-
изводимую селекцию требований; у может отражать рабочий
процесс изделия, тогда у± , У2 > У% — характеристики рабочего
процесса изделия;
и К2 — промежуточные критерии (например, — тем-
пература в теплоприемнике; К2 — механическая мощность);
К3 — требуемый выходной параметр (электрическая мощность).
Приоритетным параметром является некоторая переменная ве-
личина yf , используемая для оценки обратных связей по задан-
ным критериям (например, в цикле Ренкина такими перемен-
ными могут быть температуры и давления).
Возможности оптимизации закладываются в структуру рас-
четных блоков. Они состоят из функционалов и логических эле-
ментов: функционалы подготавливают расчетную информацию,
а логические элементы обеспечивают ее обработку. Пример ло-
гической схемы согласования характеристик представлен на
рис. 21.5. Эта схема раскрывает на логическом уровне согла-
сующие связи, указанные на рис. 21.4. В каждом расчетном блоке
в ходе оптимизационного процесса (по критериям , К2 , К3),
если границы задаваемых параметров не удовлетворяются, про-
исходит соответствующая оптимизации корректировка либо гра-
ниц параметров, либо ТЗ. В схеме, изображенной на рис. 21.5,
предусмотрены стандартные логические элементы. Образец
структуры логического элемента приведен на рис. 21.6,а, его
действие показано на рис. 21.6,б. Отслеживаются две ситуации,
связанные с границами задаваемых данных d и требованиями
технического задания х. Если задаваемые данные не превосхо-
дят своих предельных значений , то производится перебор
Рис. 21.5. Логическая схема согласования характеристик
436
данных ос до удовлетворения технического задания , т.е. af ,
определяет хг (кривая 1 на рис. 21.6). Если а превосходит пре-
дельные значения СХ;. , то производится корректировка ТЗ, т. е.
определяет Xj (кривая 2 на рис. 21.6).
Рис. 21.6. Образец логического элемента:
а — структура; б — принцип работы (обозначения
соответствуют обозначениям рис. 21.4 и 21.5);
Е — наперед заданная, малая величина; Д — допуски на. параметры
Структура численных исследований по критериям примени-
тельно к ЭСУ разрабатывается с учетом согласования ее основных
расчетных параметров с параметрами КЛА. На всех режимах по-
лета обеспечивается согласованная работа ЭСУ с изменяющимися
характеристиками КЛА. На рис. 21.7 дана структурная схема
численных исследований по изучению применения ЭСУ для меж-
орбитальных транспортных аппаратов (МТА). В ячейках схемы
названа информация, необходимая для численных исследований.
Информация для каждой ячейки структуры дается в виде сводок
формул. Информация делится на части — относящуюся к ЭСУ и
к МТА. Каждая из них оптимизируется по своим критериям и
взаимно согласуется исходя из задач полетов.
В зависимости от конкретных ТЗ основные грузопотоки в
космос осуществляются с различными типами ракетоносителей
и с помощью МТА, а среднее значение масс транспортируемых
в космос систем находится в пределах 10 т.
Значительная часть КЛА, выводимых ТКА на околоземные
орбиты, потребует дальнейшего перевода на более высокие и
437
геостационарные орбиты. Для этой цели относительно медленно
движущиеся МТА с ЭРДУ оказываются экономически эффек-
тивными. (Пилотируемые полеты, очевидно, будут осущест-
вляться быстрыми КЛА с ЖРД)
На основе схемы, изображенной на рис. 21.7 произведены рас-
четы по критерию стоимости. Использован метод расчетных иссле-
дований, ориентированный на комплексную программу, объеди-
няющую различные проектные подпрограммы, в которых заложе-
ны достаточно полные модели подсистем. Структура комплексной
программы сформирована на основе системного подхода представ-
ленного выше на рисунках 21.3—21.6. Эта комплексная програм-
ма в процессе численных исследований допускает многообразное
варьирование большого количества входных параметров. Она яв-
ляется аппаратом для интерактивного исследования с целью вы-
явления оптимального взаимодействия различных характеристик
основных систем МТА: собственно МТА, его ЭУ и ЭРДУ.
В примере для исследование по структуре, приведенной на
рис. 21.7, в качестве критерия принята стоимость доставки с
опорной орбиты Н = 500 км с наклонением 47’ на геостационар-
ную (Н = 36000км) 2000—3000 долл/кг (в настоящее время —
до 14000—60000 долл/кг). Приняты исходные данные для ЭСУ:
СКЭС с ТГ с удельной массой 30—15 кг/кВт и в перспективе
10 и 5 кг/кВт; ЭРД (ПИД и СПД) с ресурсом 10000 ч при мощ-
Рис. 21.7. Структурная схема численных
операций по оптимизации применения ЭСУ в
транспортных операциях:
1 — выбор варианта операций блоков; 2 — па-
раметров операций; 2' — блок параметров ЭУ;
3 — блок массы рабочего тела; 4 — блок мощ-
ности реактивной струи; 5 — блок летно-тех-
нических характеристики ЭРДУ; 6 — блок ха-
рактеристики старения; 7 — блок мощности
ЭУ; 8 — блок модели резервирования; 9 — блок
количество блоков ЭРДУ; 10 — блок массовой
модели; 11 — блок массы МТА; 12 — блок
массы полезной нагрузки (ПН) в прямом,
рейсе; 13 — блок массы рабочего тела на об-
ратный рейс; 14 — блок времени обратного
перелета; 15, 16 — блок коррекции полетного
времени с ошибкой не более 2 суток; 17 — блок
массы ПН в обратном, рейсе; 18 — блок мо-
дели стоимости; 19 — блок структуры сто-
имости транспортировки ПН; 20 — блок удель-
ной стоимости транспортировки ПН; 21 — ло-
гический элемента оптимизации
438
ности единичного блока 20 кВт, рабочее тело ксенон; удельная
стоимость энергии 50 долл/Вт. Исходные данные для МТА:
стартовая масса на опорной орбите 24 т, ресурс 48 000 ч, сто-
имость выведения на опорную орбиту 700 долл/кг. (В настоя-
щее время составляет для PH “Союз” 2000 долл/кг, PH “Про-
тон” 4200 долл/кг, МТА “Шаттл” 11000 долл/кг.)
Рассмотрены транспортные операции по доставке ПН на гео-
стационарную орбиту и обслуживанию спутниковых систем на
высоких орбитах при полетах с опорной орбиты с наклонения-
ми 47 и 68°. Орбиты с наклонением 47° имеют теневые участки
вплоть до высоты 2300 км, а при наклонении 68° теневые
участки отсутствуют уже с высоты 500 км.
В результате исследований по предложенной структуре (рис. 21.7)
выявлены оптимальные характеристики ЭСУ при заданных сто-
имостных показателях. Расчеты проведены для вариантов пря-
мого перелета МТА со стартовой массой 24 т при полезной на-
грузке 7— 9 т от опорной орбиты с наклонением 47° и возвра-
щением на нее без груза. Удельные массы ЭСУ приняты 15, 10
и 5 кг/кВт. Реаультаты расчетов изображены на рис. 21.8. Гра-
фики построены в координатах удельная стоимость доставки
ПН — удельная тяга ЭРДУ для двух типов двигателей: ПИД
(сплошная линия) и СПД (пунктир). Масса топлива на прямой
и обратный рейсы т • = 4—5 т, масса топлива на обратный рейс
тпт=1,5 т. Теневые участки орбиты до Н = 2300 км.
Рис. 21.8,а показывает, что при удельной массе ЭСУ 15 кг/кВт
целесообразна мощность ЭСУ 460 кВт. В этом случае прямой пере-
лет совершается за 150 суток и возвращение за 64 суток. Оптималь-
ные удельные тяги получаются для ПИД — 40 000—50000 м/с, а
для СПД — 30000—40000 м/с. Удельная стоимость перелета для
обоих типов ЭРД не выходит за заданные пределы.
Анализ данных рис. 21.8,6,в показывают, что при уменьше-
ний удельной массы ЭСУ до 10 и 5 кг/кВт оптимальные мощнос-
ти, потребные для МТА со стартовой массой 24 т, возрастают до
800 и 1600 кВт. Длительность перелетов сокращается соответст-
венно до 100—50 и 50—25 суток в прямом и обратном рейсах.
Потребные оптимальные удельные тяги ЭРД во всех трех
вариантах примерно одинаковы. Расход топлива на прямой и
обратный рейсы 4—5 т, в том числе на обратный рейс «1,5 т.
Стоимость перелетов находится в заданной норме.
Структура, изображенная на рис 21.7, позволяет анализиро-
вать широкий спектр вариантов и, в частности, получать опти-
мальные параметры для создания ЭСУ и ее подсистем. Анализ
можно производить не только по критерию стоимости, но и по
другим, например массе, надежности. Были проведены исследо-
439
с* йии/хя
yJJr=Z?w^r
г+ -Ш сдт
лг^?...9г
ЛЙГ*
=!5дк8г
2 4 б _ Г г-10'
Рис. 21.8. Варианты доставки 9-тонного модуля
на геостационарную орбиту:
С — удельная стоим,ость доставки полезного груза;
ууд — удельная масса ЭСУ; т+ , т~ — время прямого и обратного
рейсов соответственно; Nan — электрическая мощность ЭРДУ;
J — удельная тяга; т* г , т~ г — массы полезного груза в прямом,
и обратном рейсах соответственно
вания многих вариантов доставки с помощью МТА (на базе со-
лнечной установки с турбогенератором) различных грузов в пря-
мых и обратных рейсах на геостационарную орбиту при накло-
нениях орбит перелетов 47, 68°. В частности, показано, что за
10 рейсов МТА на геостационарной орбите может быть создан
космический энергетический комплекс мощностью 8000 кВт
при удельной массе ЭСУ 15 кг/кВт. Этот комплекс, например,
может обеспечить передачу энергии СВЧ- или лазерным лучом
космическим или наземным объектам.
Глава 22. Разработка проектных концепций
22.1 Анализ проектов
Проектные концепции рассмотрены на примерах трех пер-
спективных видов ЭСУ: солнечной на основе СБ, ядерных с
ТЭП и солнечной с турбогенераторной системой производства
электроэнергии. Энергосиловая установка космического аппара-
та состоит из следующих специализированных и в основном
440
Рис. 22.1.Схема
бортовой ЭСУ JKA
самостоятельных блоков (рис. 22.1): 1 —
энергетическая установка, преобразующая
первичную энергию в электроэнергию (соб-
ственно электростанция); 2 — электрора-
кетная двигательная установка, обеспечи-
вающая: как необходимое перемещение
КЛА (или автономной электроэнергетичес-
кой системы), так ориентацию и стабили-
зацию ее в космическом пространстве; 3 — система преобразо-
вания параметров и распределения электроэнергии по потреби-
телям; 4 — система управления работой блоков 1,2 и 3;5 — ка-
бельная сеть, подводящая электроэнергию к потребителям, а
также соответствующие защитные устройства.
Прежде чем перейти к анализу проектных концепций, отме-
тим, что эпоха рейдов в околоземное космическое пространство
успешно закончилась и наступил период его интенсивного ос-
воения в самых разнообразных, в том числе коммерческих,
целях. С современной практической точки зрения околоземным
космическим пространством, по-видимому, следует считать высо-
ты до геосинхронной орбиты включительно. Полеты в этой облас-
ти являются высокоэнергетическими, и основная доля массы КЛА
приходится на энергосиловые (энергодвигательные) установки и
рабочее тело для их двигателей. По этой причине можно про-
странство до геостационарной орбиты разделить на три зоны.
Зона выведения — это круговые орбиты Н = 200 500 км.
Эта зона расположена ниже радиационных поясов Земли и поэ-
тому экологически приемлема для КА с экипажем и долговре-
менных орбитальных станций “Салют”, “Алмаз”, “Скайлэб”,
“Мир-1’” и международной МКС.
Зона опорных орбит охватывает круговые орбиты высотой
« 800—2300 км. Эти орбиты являются солнечно-синхронными,
поскольку они всегда освещены Солнцем, однако они распола-
гаются в радиационных поясах Земли, что сокращает ресурс со-
лнечных батарей примерно в три раза. Также необходимо учи-
тывать здесь и степень радиационной безопасности полезной на-
грузки и ее защиты. В то же время орбиты Н = 800 4- 900 км
можно использовать для захоронения отработавших ресурс ЯЭУ
(“БУК”, “ТОПАЗ”). С этих же высот считается целесообразным
запускать ЯЭУ транспортных ЭСУ. Это решение принято после
чернобыльской аварии и неоправданно ограничивает примене-
ние космических ЯЭУ, так как запуск производится в начале
ресурса, когда реактор достаточно безопасен и его можно было
бы запускать с орбиты выведения, а обратное падение уже не
представляется вероятным после запуска ЭСУ и ее ЭРД.
441
Зона геостационарных круговых орбит относится к орбитам
высотой приблизительно 36000 км (а = 0), которые активно ис-
пользуются для радиотелевизионных, связных, навигационных
и других коммерческих и государственных КА. На экваториаль-
ной геостационарной орбите тень от Земли появляется лишь
кратковременно в периоды равноденствий, приблизительно на
70 минут раз в 24 часа обращения КА.
Соответственно космические транспортные средства можно
разделить на три вида, каждый из которых наиболее эффекти-
вен в своей зоне. Первых! вид — аэрокосмические транспортные
средства (PH, ТКА) для вывода полезных нагрузок (ПН) на низ-
кую околоземную орбиту — орбиту выведения. Второй вид —
межорбитальные транспортные аппараты (МТА) для перевода
ПН с орбиты выведения на опорную орбиту. Для быстрого пере-
лета на эту орбиту явно целесообразны МТА на основе ЖРД,
РДТТ. Для высокоэкономичных, но относительно медленных
перелетов (до нескольких месяцев) с орбиты выведения на опор-
ную, а также с опорной орбиты на геостационарную весьма целе-
сообразен третий тип МТА на основе мощных (N3 = 40 400 кВт)
солнечных или ядерных ЭСУ с ЭРДУ. Для быстрого перелета на
эти орбиты также можно использовать КЛА с высокой тягово-
оруженно стью. При повышении мощности ЭСУ до
У = 400 3000 кВт возможно их использование для экономии-
э
ных перелетов автоматических и пилотируемых КА к планетам
Солнечной системы. Например, марсианская миссия планирова-
лась на 20-е годы третьего тысячелетия (2017-2020 гг.) как на
основе ЭСУ с ЭРДУ, так и на основе ЯРД, разработки которых
велись как в США, так и в России. При этом многое зависело
от энергомассового совершенства систем.
В качестве примера возможного достижения малых удельных
масс СКЭС с большим сроком службы (до 30 лет) можно привести
характеристики СКЭС 10 ГВт, проектировавшихся в США и За-
падной Европе для энергоснабжения Земли с учетом возможных
научно-технических достижений уровня третьего тысячелетия.
Разработка проектных концепций таких установок началась в
1970-х годах, а к началу 1980-х годов прогнозировалась возмож-
ность получения результатов, указанных в табл. 22.1.
Как было показано в гл. 20, концептуальное исследование
заканчивается выбором вариантов для следующего этапа — эс-
кизного проектирования. Очевидно, что существует неограни-
ченное число возможных проектных концепций ЭСУ, т. е. су-
ществует область возможных решений. Достаточно широкая об-
ласть возможных решений создается с помощью интуиции, но
ограничивается допустимыми затратами времени и труда. В
442
проектировании следует различать создание системных и кон-
структивных (проектных) концепций. Тип и число системных и
конструктивных характеристик, устанавливаемых в процессе
разработки концепции, зависят от комплекса критериев.
Таблица 22.1
Солнечные космические электростанции (СКЭС) Удельная масса, кг/кВт
Нетто * Брутто
Солнечные батареи 7,5 6
Турбогенераторы 10,0 8,1
Брутто — электрическая мощность 13,5 ГВт, проектируемая для
СКЭС в космосе.
Нетто — электрическая мощность 10 ГВт, в наземной электросети
В процессе разработки проектной концепции и при эскиз-
ном проектировании не всегда возможно провести их анализ по
полному комплексу критериев. Но во всех случаях необходимо
проводить анализ по критериям основных параметров, по пунк-
там ТЗ, по критерию технологической готовности и по экономи-
ческим характеристикам.
Анализ по критериям основных параметров ЭСУ и анализ по
требованиям ТЗ практически схожи, если в процессе разработки
вариантов не произошел чрезмерный отход от принятых парамет-
ров и требований, заданных в ТЗ. При анализе по этим двум
группам критериев удобно критериальные данные всех вариантов
свести в таблицы и по ним сделать предварительные выводы.
Если вариантов было много, то при анализе данных таблиц зна-
чительная часть их по большому несоответствию критериям будет
отброшена. Затем на основе сравнения вариантов должны быть
сформулированы выводы. В процессе изучения выводов, повторно-
го рассмотрения некоторых вариантов и таблиц может оказаться
необходимым составление комплексной иллюстрированной табли-
цы, по которой и будут приниматься решения. Они принимаются
на основе взвешенных величин по всем критериям. Отбираются
варианты для дальнейшего проектирования или принимаются ре-
шения о разработке новых вариантов, если их целесообразность
выявится в процессе принятия решения. Поскольку, как уже
было сказано выше, количество возможных вариантов в принципе
неограниченно, то переход к следующему этапу работ определяет-
ся здравым смыслом с учетом реальных условий ведения работы.
В процессе разработки проектной концепции ЭСУ после вы-
явления основных технических характеристик, параметров и
443
массогабаритных данных сравнение рассматриваемых вариантов
необходимо проводить по технологической подготовленности про-
мышленности и основным экономическим характеристикам. При
достаточно благоприятных технических характеристиках обычно
решающими оказываются последние две, но, как правило, еще и
при дополнительном учете политических и ряда иных факторов.
Оценка технологической подготовленности рассматриваемой
ЭУ или ЭСУ может быть произведена по следующей методике.
По каждому варианту вычисляются следующие параметры:
ПТП — показатель технологической подготовленности; КТГ —
коэффициент технологической готовности; КЗОТГ — коэффици-
ент затрат на обеспечение технологической готовности.
Показатель технологической подготовленности ЭСУ
п
ПТП = £-ДПТП р , (22.1)
i = 1
где 1=1, 2, 3,...— системы или агрегаты ЭСУ, например для
п.= 10 при готовности каждой подсистемы 8 = 5 имеем
L = 8и = 5 • 10 = 50;
ДПТП — увеличение уровня технологической подготовки,
ДПТП = (8К - 5Н) п = (7 - 5) • 10 = 20 ; 8К = 7 — конечный уровень;
8Н = 5 — начальный уровень подготовки; р — степень риска:
малого р = 0,3; среднего р = 0,6 или высокого р = 0,9.
Для количественных оценок показателей, находящихся под
знаком суммы, выдвигается несколько уровней состояния тех-
нологической готовности и два-три уровня технического риска.
Уровень состояния технологической готовности проектируе-
мой ЭСУ оценивается по баллам (8К ... 8Н) . Можно указать сле-
дующие уровни: уровень 1 — исследованы основные принципы
систем; 2 — сформулированы проектные концепции; 3 — концеп-
ции исследованы теоретически и экспериментально; 4 — доказана
возможность достижения основных характеристик; 5 — проведе-
ны испытания отдельных элементов и макетных образцов в усло-
виях, имитирующих условия эксплуатации; 6 — проведены испы-
тания прототипа или экспериментального образца в условиях,
имитирующих эксплуатацию; 7 — проведены испытания экспери-
ментального образца в условиях космического полета.
При расчете ПТП переход от уровня к уровню оценивается
в один балл. Например, при достижении 7-го уровня (наземные
имитационные для всех десяти элементов ЭСУ) при расчете
ПТП будем иметь 8=5, 8=7 и (6Т. - 8J = 2.
444
Оценка риска аналогично определяется в баллах. Для этого,
например, выделяется три уровня риска: малый, средний, вы-
сокий. При этом риск оценивается как малый, если существу-
ет технологическая (производственная) база, используемая
для других целей; имеются, хотя и не проверены, альтерна-
тивные варианты; возможны параллельные разработки. Риск
считается средним, если технологический процесс разработан,
но не ойробован; альтернативные варианты хотя и дороже, но
имеются; параллельные разработки возможны, но в крайне
ограниченных масштабах. Риск оценивается как высокий,
если технологическая подготовка не проведена и требует раз-
работки; альтернативных вариантов нет; параллельные разра-
ботки невозможны. При среднем уровне риска (0,6 баллов) по-
лучим ПТП = - п(8к - 8Н) р = 50 - 10 (7 - 5) 0,6 = 38 баллов.
Коэффициент технологической готовности (при требуемом уров-
не технологической готовности, например седьмом)
п к *
91
1 = 1
В нашем примере
KIT = = 0,591 . (22.2)
9-50
Коэффициент затрат на обеспечение технологической готовности
КЗОТГ = (КТГ - 1) . (22.3)
В рассмотренном примере КЗОТГ = -0,409 (надо еще затра-
тить). Если же до разработки достигнут только 3-й уровень тех-
нологической готовности, то надо затратить больше = 30 ,
ПТП = 30 - 10 (7 - 3) • 0,6 = 6 и КТГ = 0,1555 , а КЗОТГ = - 0,8444.
При 7-м уровне технологической готовности
У = 70 , ПТП = 70 и КТГ = 0,777 , а КЗОТГ =- 0,222 .
i
Этот коэффициент используется как коэффициент пропорци-
ональности при оценке суммарных затрат на программу созда-
ния ЭСУ от начального уровня ее готовности.
После отбора вариантов по критериям параметров и ТЗ и
после получения данных по всем отобранным вариантам строят
диаграмму, на которой по оси абсцисс откладывают номера ва-
риантов, а по оси ординат — показатель технологической под-
готовленности (ПТП) в виде суммы баллов, полученных по всем
445
системам каждого варианта. (Такие же диаграммы можно по-
строить и для основных систем, деля их на подсистемы, для
всех вариантов ЭСУ.) Например, для вариантов солнечной кос-
мической ЭСУ с турбогенераторным способом производства
электроэнергии можно укрупненно выделить следующие систе-
мы (i = 1, ..., N): концентраторы солнечной энергии; светоприем-
ники-преобразователи солнечной энергии в теплоту; турбогене-
раторные блоки; теплообменники; холодильники-излучатели ос-
таточной теплоты; устройства циркуляции и стабилизации со-
става рабочих тел; накопители энергии для обеспечения работы
в тени Земли; автоматика управления работой ЭСУ и поддержа-
ния направления зеркала ЭСУ на Солнце; двигательные уста-
новки ориентации, стабилизации и коррекции; комплекс аппа-
ратуры для поддержания работоспособности ЭСУ, ее надежности
и живучести; комплекс защиты ЭСУ, преобразования парамет-
ров и распределения электроэнергии; комплекс механизмов
складывания, раскрытия и поддержания формы ЭСУ; элементы
крепления в транспортном положении и освобождения из него.
При конкретном проектировании этот перечень может быть
большим или меньшим в зависимости от возможностей подго-
товки требуемой информации, количества нужных специалистов
и времени, в течение которого должна быть выполнена оценка.
Предварительная экономическая оценка вариантов может
быть проведена по аналогам. Однако же для полной достовер-
ности оценки специализированная организация (или подразделе-
ние КБ) должна создать экономическую модель проектируемой
ЭСУ. В модели должен быть учтен полный жизненный цикл
ЭСУ всех вариантов, а также должны быть учтены затраты на
эксплуатационные и ремонтные операции. В результате эконо-
мических оценок должна быть определена полная стоимость
программы создания ЭСУ по всем вариантам. В практике аэро-
космической промышленности СССР и США это примерно в три
раза больше затрат на зарплату.
22.2. Проектная концепция солнечной ЭСУ с СБ
Проектная концепция ступени КЛА с солнечной ЭСУ с СБ,
предназначавшейся для полетов к космическим телам в 1980-е
годы, представляет особый интерес, поскольку этот проект обо-
сновывает принципиальную возможность использования солнеч-
ной ЭРДУ для исследовательских полетов автоматических стан-
ций в глубины Солнечной системы с длительностью действия до
11 лет. В табл. 22.2 даны параметры, полученные в результате
проектных исследований КЛА с ЭРДУ с энергопитанием от СБ
и указаны суммарные продолжительности действия солнечных
ЭРДУ.
446
Таблица 22.2
Параметры Программы
А Б В
Продолжительность полета, годы (время действия ЭРДУ 2,2 года) 4 10 11
Суммарная масса КЛА и научно- исследовательского зонда, кг 975 3000 1040
Количество научных приборов: КЛА зонд 11 5 10 5—10 10 3—5
Дальность связи, а.е. 3,9 10 3
а.е. — астрономическая единица — среднее расстояние от Земли
до Солнца, равное 149,5 X 10С) км.
В табл. 22.2 А — для встречи с кометой Галлея; Б — выве-
дение КЛА с двумя зондами на орбиту Сатурна в качестве его ис-
кусственного спутника; В — встреча с несколькими астероидами.
Для встречи с кометой Галлея относительная скорость КЛА
и кометы должна была составлять 57 км/с. Зонд для изучения
кометы должен отделяться от КЛА и по баллистической тра-
ектории входить в атмосферу кометы.
Сам КЛА с помощью ртутных ПИД солнечной ЭРДУ должен
был отходить на безопасное расстояние для проведения наблю-
дений за кометой. Для полета к комете Темпеля требовалось
почти 3 года. Целью этого полета являлось интенсивное иссле-
дование ядра кометы и окружающей среды. В течение одного
года исследования кометы ЭРДУ должен был включаться на не-
большое время приблизительно с интервалом в 10 суток для
поддержания требуемой ориентации и стабилизации. Постоян-
ная работа ЭРДУ мешала бы проведению точных научных экс-
периментов.
Рассмотренная проектная концепция, разработанная в США,
показывала возможность полета КЛА с солнечной ЭРДУ к ко-
метам Галлея и Темпеля-2. Такой полет, при условии выполне-
ния проекта, был возможен летом 1985 г. по гелиоцентричес-
ким траекториям, когда условия встречи были благоприятны. В
этом случае, если КЛА стартовал с орбиты Земли 1 августа
1985 г., он бы встретился с кометой 18 июля 1988 г. К пери-
гелию орбиты кометы Темпеля-2 КА подошел бы 17 сентября
1987 г. К орбите Сатурна старт КА с Земли был необходим
17 января 1987 г., тогда прибытие к Сатурну произошло бы
11 сентября 1993 г. Общая продолжительность перелета КА к
447
Сатурну составила бы 2448 суток, а общая продолжительность
действия КА — 10 лет. Солнечная ЭРДУ должна бы отделиться
от КА через 2,2 года считая с момента ее запуска, после чего КА
продолжал бы полет по баллистической траектории и достиг бы
орбиты Сатурна по истечении 6—8 лет полета при относительной
скорости 6,5 км/с. На борту КЛА предусматривались два научно-
исследовательских зонда — один для изучения Сатурна, другой —
для изучения его спутника — Титана. Были предусмотрен облет
и встречи со следующими астероидами: (149) Медуза — 1990 г.,
(44) Ника — 1992 г., (143) Эригон — 1993 г. На борту КЛА
имела научно-исследовательский зонд массой 75 кг для изучения
первых четырех астероидов. В полетах к астероидам солнечная
ЭРДУ предназначалась для сообщения КА дополнительной скорос-
ти 270 м/с для совершения маневров при подходе к астероиду,
включая вход и выход из сферы притяжения.
Конструктивная схема КЛА с солнечной ЭСУ приведена на
рис. 22.2. Существует три главных критерия конструкции солнеч-
ной ЭСУ и КЛА: минимум сложности при соединении элементов
различных систем КЛА и солнечной ЭСУ; уменьшение дублирова-
ния в этих системах; максимум общности в системах. Это важно,
поскольку в аппарате много одинаковых систем. Такое решение
дает существенный вклад в уменьшение стоимости проекта.
Солнечная ЭСУ на КЛА обеспечивает получение энергии,
тяги и ориентации. В случае полета КЛА на орбиту Сатурна
электроэнергия вырабатывается собственной ЭУ КЛА, но ориеи-
Рис. 22.2. Конструктивная схема КЛА с солнечной ЭРДУ
для полетов к космическим телам:
1 — панели СБ; 2 — корпус КЛА; 3 — зонд для исследования
кометы Галлея; 4 — штанга магнитометра; 5 — остронаправлен-
ная антенна; 6 — силовая рама двигательного отсека;
7 — двигательный отсек; 8 — отсек научной аппаратуры
448
тация одного из зондов осуществляется после отделения от со-
лнечной ЭСУ. Ориентацию всего полетного комплекса произво-
дит солнечная ЭСУ, однако для проведения точных научных
экспериментов требуется более высокая точность, поэтому КЛА
производит дополнительную ориентацию научных приборов. Уп-
равление тягой ЭРДУ осуществляется специальной системой
управления с обратной связью с СБ по ее мощности.
Возможны разработки СБ как с концентраторами солнечного
излучения, так и без них. Однако обычно применяются планарные
СБ, так как заметного энергомассового преимущества применение
концентраторов не дает. Для низкоэнергетических перелетов —
облет кометы Галлея и встреча с кометой Темпеля-2 — разрабо-
танные батареи без концентраторов обеспечивают потребную энер-
гию. Но при высокоэнергетических перелетах—программа встречи
с астероидами на расстоянии 2 а. е. — использование солнечных
концентраторов может позволить уменьшить размеры СБ при-
мерно на 30%, что приводит к снижению их удельной стоимости.
На рис. 22.3 приведены компоновочные схемы СБ с кон-
центраторами и без них. На данном КЛА СБ используются как
источники энергии, так и для управления ориентацией на пас-
сивном участке перелета. Здесь в связи с большой площадью СБ
(с помощью специального “пространственного шарнира”) учиты-
вается влияние на ориентацию КА эффекта смещения центра
масс относительно центра давления от отраженного света.
Основные характеристики солнечных батарей американских
и российских образцов приведены в табл. 22.3. Как правило,
СБ с высокой удельной мощностью и малой удельной массой об-
ладают относительно небольшим ресурсом при прочих равных
условиях. Заметим, что не следует смешивать характеристики
Рис. 22.3. Компоновочные схемы солнечных батарей:
а. — плоские (выходная мощность 27,5 кВт на расстоянии 1 а.е.);
б — с концентраторами (выходная м.ощностъ 24 кВт на
расстоянии 1 а.е.); 1 — контейнер мачты; 2 — мачта; 3 — СБ;
4 — 41 панель СБ; 5 — 26 панелей СВ; 6 — концентратор;
7 — шарнир контейнера
449
СБ с характеристиками ЭУ на их основе, поскольку ЭУ облада-
ют существенно худшими характеристиками — особенно удель-
ными мощностью и массой за счет остальных подсистем уста-
новки (аккумуляторы, кабели, автоматика и др.).
Таблица 22.3
Разработчик
Дженерал Электрик Мак Доннел Боинг Локхид “Ямал-2" НПО “Квант”
Мощность, кВт 2,50 16,54 45,00 100,00 10,930
Масса, кг 37,84 1265 974 4000 275,2
Площадь фотоэлементов, м 23,2 180,4 426,0 930,0 68,8
Удельная мощность при 75"С, Вт/м2 108 91,7 —- 107 160,0
Удельная масса, кг/м^ 1,7 7 2,28 4,3 4,0
Удельная мощность, Вт/кг 66,1 13,2 46,2 25,0 40
Частота собственных колебаний, Гц 0,23 — 0,04 0,03 —
22.3. Проектные концепции ядерных ЭСУ с ТЭП и ТЭГ
Возможности ЯЭУ с ТЭП как источника электропитания
значительной мощности, независимого от Солнца и с большим ре-
сурсом, привлекают разработчиков как самих ЭУ, так и КЛА с
самого начала 1960-х годов. Однако к началу 1980-х годов на ЯЭУ
с ТЭП, встроенными в активную зону реактора киловаттных мощ-
ностей, достигнуты КПД 6—-7% при ресурсе до года. С середины
1970 г. для ЯЭУ предложены высокотемпературные тепловые
трубы (ВТТ). Применение ВТТ позволяет вынести ТЭП из актив-
ной зоны реактора, увеличить ресурс, повысить надежность всей
ЯЭУ, упростить её создание и несколько повысить КПД. В США
разработан ряд проектов таких ЯЭУ, а в России серийно выпус-
кались ЯЭУ, “БУК” её и прошли летные испытания ЯЭУ “Топаз”.
Прошедшие сорок лет с момента начала практических работ
в США и СССР по применению ядерной энергии в космических
программах подтвердили, что ядерная энергетика на основе изо-
топных генераторов и ядерных реакторов заняла определенную
450
нишу в космических программах наряду с другими традиционными
источниками энергии в космосе. Перспектива ее использования в
будущем будут расширяться по мере повышения энергоемкости
задач космических полетов и появления потребности в тяге.
С 1961 г. по 1988 г. в космических миссиях США и СССР
были использованы около 30 радиоизотопных термоэлектричес-
ких генераторов. В составе космических аппаратов морского ра-
диолокационного наблюдения успешно эксплуатировалась 31
российская космическая ядерная реакторная термоэлектричес-
кая установка. Одна космическая ядерная термоэлектрическая
установка США SNAP-10A в 1965 году была испытана в составе
экспериментального космического аппарата “Snapshot”. Две рос-
сийские космические ядерные термоэмиссионные установки
“Топаз” в 1987 г. успешно прошли испытания в составе косми-
ческих аппаратов серии “Космос-1818” и “Космос-1876".
В США и России выполнен значительный комплекс научно-
исследовательских, опытно-конструкторских и опытно-экспери-
ментальных работ по созданию ядерных ракетных двигателе!!
(ЯРД) и проведены испытания наземных прототипов реакторов
и двигателей.
Выполненные в США и России работы по КЯЭУ и ЯРД явля-
ются основой для дальнейшего развития по использованию ядер-
ной энергии в космосе, перспектива которых связывается с созда-
нием в начале 2000 годов технологического задела и созданием в
дальнейшем мощных энергодвигательных комплексов. Эти ком-
плексы способны перевозить в 2—3 раза больше по массе (по
сравнению с традиционными доразгонными блоками на химичес-
ком топливе) полезные нагрузки с радиационно-безопасных около-
земных орбит (Н > 800 км) на высокоэнергетические орбиты (ГСО,
межпланетные орбиты) и обеспечивать в течение длительного вре-
мени (до 10 лет) питание целевой аппаратуры космических аппа-
ратов электрической мощностью 50 100 кВт и более.
В начале 60-х годов на предприятиях Министерства средне-
го машиностроения были развернуты работы по прямому преоб-
разованию тепловой энергии ядерного реактора в электричество
для космических применений с использованием термоэлектри-
ческих и термоэмиссионных преобразователей. Интерес к этим
работам был обусловлен тем, что подобные методы преобразова-
ния тепловой энергии в электричество принципиально упроща-
ют схему энергетических установок, исключают промежуточные
этапы превращения энергии и позволяют создать более ком-
пактные и легкие энергетические установки в диапазоне элект-
рических мощностей от единиц до нескольких сотен киловатт.
К этому времени был разработан сплав на основе высоко-
температурного кремний-германиевого полупроводникового ма-
451
териала с верхней рабочей температурой до 1000С и добротнос-
тью Z = 5 • 10-4 К-1 и созданы экспериментальные образцы тер-
моэлектрических преобразователей.
В 1961 году на основе предложений Института атомной
энергии- было принято решение Правительства о создании и
проведении ядерных энергетических испытаний малогабаритной
космической электростанции с прямым преобразованием тепло-
вой энергии в электричество, получившей название реактор-пре-
образователь “Ромашка” мощностью 0,5 кВт.
Пуск реактора-преобразователя “Ромашка” был осуществлен
14 августа 1964 года. Он проработал в непрерывном режиме при-
близительно 15.000 часов, выработав приблизительно 6100 кВт • ч
электроэнергии.
Примерно в это же время в Физико-энергетическом инсти-
туте, Конструкторском бюро М.М. Бондарюка, Сухумском физи-
ко-техническом институте, Институте источников тока были
развернуты работы по созданию космической ядерной термоэ-
лектрической установки “БУК” на основе реактора на быстрых
нейтронах и вынесенного термоэлектрического преобразователя.
Эти работы были продолжены впоследствии в НПО “Красная
Звезда” и завершены полным циклом наземной отработки. С на-
чала 1970 годов проводилась эксплуатация установки “БУК” на
низких околоземных орбитах высотой около 300 км в составе
космических аппаратов серии “Космос”. С 1970 г. по 1988 г.
был произведен 31 запуск этих ЯЭУ.
Параллельно с испытанием первых термоэлектрических
ядерных энергетических установок “Ромашка” и “Бук” в России
были развернуты работы по созданию космических ядерных ус-
тановок на основе термоэмиссионных преобразователей энергии,
встроенных в активную зону реактора. Работа осуществлялась
по двум проектам термоэмиссионных установок.
В кооперации НПО “Красная Звезда” и Физико-энергетическо-
го института разрабатывался вариант термоэмиссионной ЯЭУ с
многоэлементными электрогенерирующими каналами (ЭГК) (ЯЭУ
“Топаз”), а в кооперации организаций ЦКБМ, ИАЭ, ПНИТИ и
СФТИ — вариант термоэмиссионной ЯЭУ с одноэлементными ЭГК
(ЯЭУ “Енисей”, получившая за рубежом название “Топаз”-2").
В 1970—1973 гг. были созданы и впервые в мире прошли
энергетические испытания три прототипа термоэмиссионных реак-
тора-преобразователя с многоэлементными ЭГК. Два опытных об-
разца ЯЭУ “Топаз” в 1987 году были испытаны в космосе в со-
ставе экспериментального космического аппарата “Плазма-А”
(“Космос-1818" и ’’Космос-1867"), подтвердив ресурс в процессе
первого испытания 142 суток, а в процессе второго испытания —
около 342 суток.
452
Разработка установки “Енисей” (“Топаз-2") завершилась
полным циклом наземной отработки, включая 6 ядерных энер-
гетических испытаний с подтверждением ресурса - 1,5 года с
прогнозированием ресурса по результатам разделки и изучения
критических элементов до трех и более лет.
Ядерная энергетическая установка “Бук”. “Бук” выпуска-
лась серийно в России до 1991 года для низколетящих ИСЗ.
В ЯЭУ “Бук”, общий вид которой представлен на рисунке 22.4,
используется малогабаритный ядерный реактор на быстрых нейтро-
нах, активная зона которого содержит 37 стержневых твэлов. В ка-
честве топлива используется высокообогащенный (90% обогащения
урана по изотопу уран-235) уран-молибденовый сплав. Загрузка
урана-235 составляет около 30 кг. В боковом отражателе из берил-
лия размещаются продольно перемещаемые стержни регулирова-
ния. Применяется двухконтурная жидкометаллическая система теп-
лоотвода (теплоноситель — эвтектический сплав натрия и калия).
Теплоноситель первого контура, нагреваемый в ядерном реакторе до
температуры около 973 К,
подается в термоэлектри-
ческий генератор, имею-
щий внешний цилиндричес-
кий корпус. Внутри холо-
дильника-излучателя за ра-
диационной защитой распо-
лагается ТЭГ. Внутренние
полости ТЭГ герметичны и
заполнены инертным газом.
Теплоноситель второго кон-
тура отводит непреобразо-
С'путники ”Кос1иос-117б ...1932"
Мощность гшектриче.скяя.кВт • 3
Мощность тсплоншм£Вт 100
'Загрузка урана-235, кг ЛА
Масса, кг 030
ке. 22.4. ЯЭУ “Бук”
ванное тепло в холодильни-
ке-излучателе при макси-
мальной температуре теплоносителя на входе Т=623 К. Имеются
две независимые секции ТЭГ: основная — для питания потребите-
лей КА и вспомогательная — для питания электромагнитных на-
сосов кондукционного типа, обеспечивающих прокачку теплоно-
сителя по обоим контурам ЯЭУ. В ТЭГ используются двухкас-
кадные термоэлементы. Первый каскад выполнен на основе крем-
ний-германиевого сплава. Тепловая мощность ЯР ограничена
примерно 100 кВт, а максимальная электрическая мощность ЯЭУ
составляет около 3 кВт. Ресурс ЯЭУ “Бук” в процессе ее эксплуа-
тации был доведен до 4400 час. При наземных испытаниях и лет-
ной эксплуатации наблюдалась некоторая деградация электрических
параметров ТЭГ. За 4400 ч КПД преобразования уменьшался в
среднем примерно до 0,9 его величины в начале ресурса.
453
Ядерная энергетическая установка “Топаз”. Термоэмиссион-
ная ЯЭУ ограниченной мощности “Топаз” разрабатывалась в Рос-
сии в 1965—1970 гг. Внешний вид ЯЭУ “Топаз” показан на ри-
сунке 22.5. ЯЭУ “Топаз” включает последовательно расположен-
ный термоэмиссионный реактор-преобразователь (ТРП) с блоком
подачи пара цезия и приводами органов регулирования, радиаци-
онную защиту, холодильник-излучатель и рамную конструкцию.
Рис. 22.5. Многоэлементные термоэмиссионные ЯЭУ “Топаз'’
(“Топаз-1")
Сну пиши " Коеми с-1818.18? б ’’
Мощность электрическая Мощность тепловая 3 огруак а ур яна 2 3 S, кг Мне СИ. кг 5 15U 11,5 9SU
В 1970—1973 годах были созданы и впервые в мире прошли
наземные энергетические испытания три прототипа ТРП с много-
элементными ЭГК. В двух первых из этих прототипов использо-
вались эмиттеры из молибденового сплава ВМ-1, в третьем они
имели дополнительное покрытие на основе оксида лантана.
Энергетические испытания прототипов показали, что КПД
термоэмиссионного преобразования при выбранных электродных
парах явно недостаточен для практических целей, и необходим
переход на монокристаллические эмиттеры. Была выявлена также
необходимость совершенствования технологии и методов контроля
при изготовлении цезиевых и жидкометаллических трактов.
В результате был создан четвертый прототип ТРП, в кото-
ром применялись ЭГК с монокристаллическими эмиттерами.
Испытания этого прототипа проводились в течение 5000 часов
и были прекращены при полной работоспособности ТРП. Элект-
рические характеристики ТРП в течение испытаний оставались
стабильными при КПД рабочей секции до 7%.
Результаты испытаний этого прототипа позволили присту-
пить к непосредственному созданию ЯЭУ “Топаз” для экспери-
ментального КА “Плазма-А”.
Активная зона ТРП включает 79 ЭГК и четыре диска замед-
лителя из гидрида циркония. ЭГК вместе с каналами охлажде-
ния располагаются в отверстиях дисков замедлителя, образуя
систему из пяти концентрических поясов. Применяются 5-эле-
ментные ЭГК с трехслойным коллекторным пакетом и выводом
454
газообразных продуктов из негерметичных эмиттерных узлов в
МЭЗ. Диаметр эмиттерного узла и его внешней оболочки состав-
ляет соответственно 10 и 14,6 мм. ЭГК электрически соединяются
в рабочую (62 ЭГК) и насосную (17 ЭГК) секции. Насосная секция
с параллельным соединением входящих в нее ЭГК предназначена
для питания кондукционного ЭМН системы теплоотвода ЯЭУ.
Электрическое соединение ЭГК в секции осуществляется с обоих
торцов в парах цезия. Электрическая мощность на клеммах сек-
ции — около 6 кВт при напряжении около 32 В. Ток насосной
секции — около 1200 А при напряжении 1,1 В. До вывода ТРП
на заданный уровень электрической мощности питание ЭМН осу-
ществляется от пускового блока с сильноточной аккумуляторной
батареей, расположенного за радиационной защитой.
Функции регулирования тепловой мощности, компенсации
реактивности и аварийной защиты выполняют расположенные в
боковом отражателе 12 поворотных цилиндров из бериллия с
секторными накладками из карбида бора, разбитые на четыре
группы по три цилиндра. Каждая группа управляется своим
приводом на три цилиндра.
В ЯЭУ “Топаз” применена система подачи пара цезия, обес-
печивающая прокачку пара через межэлектродный зазор (МЭЗ)
ЭГК с расходом порядка 10 г/сутки. Прошедший МЭЗ цезий по-
глощается ловушкой на основе пиролитического графита и в
дальнейшем не используется. Неконденсирующиеся примеси
при этом удаляются в космическое пространство.
В ЯЭУ “Топаз” применена однокомпонентяая радиационная
защита из гидрида лития, заключенного в герметичный сталь-
ной контейнер с внутренними силовыми элементами.
В одноконтурной системе теплоотвода с натрий-калиевым
теплоносителем применен холодильник-излучатель, обладающий
несущей способностью и входящий в состав силовой схемы
ЯЭУ. Излучающая площадь холодильника — около 7 м2, что
обеспечивает сброс тепловой мощности не менее 170 кВт при
температуре теплоносителя на входе до 880 К.
САУ обеспечивает вывод ЯЭУ на тепловую и электрическую
мощность, поддержание заданного тока рабочей секции или за-
данной температуры теплоносителя, напряжение около 28 В на
шинах питания бортовой аппаратуры КА, выключение ТРП по
сигналам управления.
Масса ЯЭУ “Топаз”, включающая соединительные коммуни-
кации, составляет около 1200 кг, ресурс работы — 4400 часов,
габариты ЯЭУ: длина — 4,7 м, максимальный диаметр — 1,3 м.
В 1982—1984 годах были проведены еще два энергетических
испытания ЯЭУ совместно с САУ в автоматическом режиме,
455
имевших целью непосредственную подготовку к летным испыта-
ниям. В первом из них применялись ЭГК, имеющие эмиттерные
узлы из монокристалла молибдена с монокристаллическим вольф-
рамовым покрытием; во втором —ЭГК с эмиттерными узлами из
монокристалла молибдена. Продолжительность испытаний первого
образца составила около 4500 ч, второго — около 7000 ч.
В испытаниях был установлен факт деградации КПД преоб-
разователя (который в начале кампании для рабочей секции со-
ставил около Т| = 5,5%) на величину, не большую 20% начального
значения за время около 4500 ч. Было установлено также, что ре-
сурсное изменение реактивности ТРП более чем на 80% обуслов-
лено утечкой водорода из активной зоны, причем скорость утечки
существенно повышается при времени более 3000 ч. Это связано
с тем, что из-за небольшого ресурса в ТРП не использовались сис-
тема поддержания низкой водородопроницаемости защитных по-
крытий на дисках замедлителя в течение ресурса. При этом часть
утекающего водорода попадает в полость МЭЗ.
Летные испытания двух образцов ЯЭУ “Топаз” были поведены
впервые в мире в 1987 — 1988 гг. в составе КА “Плазма~А”
(“Космос-1818" и ’’Космос-1867"). В ТРП первого образца приме-
нялись ЭГК с эмиттерными узлами из монокристалла молибдена,
а во втором — ЭГК с покрытиями из монокристалла вольфрама.
Космические аппараты выводились на круговую орбиту с высотой,
превышающей 800 км. Время баллистического существования на
рабочей орбите составляет не менее 350 лет, достаточное для рас-
пада продуктов деления до безопасного уровня.
В составе первого КА (“Космос-1818") ЯЭУ проработала в
течение 142 суток, а в составе второго КА (’’Космос-1867") — в
течение, 342 суток. В обоих случаях окончание работы ЯЭУ
было связано с плановым исчерпанием запасов цезия в генера-
торе пара цезия.
Результаты летных испытаний подтвердили соответствие
выходных параметров ЯЭУ и характера протекания основных
процессов в наземных и летных условиях, устойчивую работу
ТРП и обслуживающих его систем при действии факторов кос-
мического полета и в условиях работы электрореактивных плаз-
менных двигателей.
Ядерная энергетическая установка “Енисей” (“Топаз-2"). В 1969
году КБ Прикладной механики в Красноярске было поручено со-
здать космический аппарат, который должен обеспечить непосред-
ственное телевизионное вещание на отдаленные районы страны.
В качестве ядерной энергетической установки разработчика-
ми была предложена ЯЭУ “Енисей” на основе термоэмиссионной
системы преобразования тепловой энергии ядерного реактора в
электричество.
456
Общий вид ЯЭУ “Енисей” представлен на
рис.22.6.
Все оборудование скомпановано в единый
блок, называемый “реакторным” или “голов-
ным”, в виде усеченного конуса. В вершине
располагается реактор, непосредственно за ре-
актором размещается радиационная защита, в
“тени” которой остальное оборудование.
В ЯЭУ “Енисей” применяется термоэмисси-
онный преобразователь (ТЭП) одноэлементной
конструкции.
Свободный доступ в катодную полость
одноэлементного ЭГК, где размещается ядерное
топливо, позволял на стадии отработки прово-
дить полномасштабные тепловые испытания
ЭГК реактора, а также ЯЭУ при размещении в
полости катода специальных электронагревате-
лей, а при изготовлении ЯЭУ проводить контрольные электро-
энергетические испытания.
Эта особенность ЭГК положительно сказывалась и при рабо-
те с ЯЭУ на этапах ее наземной отработки и эксплуатации в
части обеспечения ядерной и радиационной безопасности за
счет выбора наиболее удобного момента загрузки реактора ядер-
ным топливом и проведения большинства регламентных прове-
рок до операции загрузки.
Конструктивная схема реактора представлена на рис.22.7.
Внутри цилиндрической обечайки реактора размещаются
комплект блоков замедлителя из гидрида циркония и блоки
Рис. 22.6. Одно-
элементные
термоэмиссион-
ные ЯЭУ “Ени-
сей” (“Топаз-2")
Рис. 22.7. Конструктивная схема термоэмиссионного
реактора-преобразователя:
1 — активная зона; 2 — электрогенерирующие каналы ТЭП;
3 — блоки замедлителя; 4 — торцевые отражатели;
5 — силъсроны-компенсаторы; 6 — боковой отражатель;
7 — регулирующие барабаны; 8 — борсодержащие площадки
457
торцевых отражателей из бериллия. В блоках замедлителя и от-
ражателя выполнены отверстия, которые образуют каналы для
установки ЭГК. Трубные доски соединены между собой парами
коаксиальных трубок, приваренных к этим доскам. Наружные
трубки отделяют полость теплоносителя от полости замедлите-
ля, а во внутренних трубках размещаются ЭГК. Замедлитель
изготавливается из гидрида циркония ядерной чистоты. Содер-
жание водорода в материале на основе гидрида циркония со-
ставляет 2,06 + 0,01% массовых.
Проблема водородосодержания в замедлителе решается на-
несением защитных покрытий непосредственно на элементы
гидридного замедлителя и на “окружающие” металлические
элементы конструкции, внутри которых он размещается.
Теплоноситель проходит по зазору между трубками.
Внутрь трубки вставляются ЭГК с зазором, заполняемым ге-
лием при изготовлении реактора. Этим создаются условия ста-
бильности передачи тепла от коллектора ЭГК к теплоносителю.
Крепятся ЭГК к наружной трубной доске верхнего коллектора
теплоносителя реактора.
Большое значение имеет выбор материалов эмиттера и вли-
яющего на эффективность работы ЭГК качества подготовки ра-
бочей поверхности. В данном случае материал эмиттера — мо-
нокристалл молибдена с покрытием из вольфрама-184, материал
коллектора — молибден. Вывод тока осуществляется с обоих
концов ЭГК вне активной зоны реактора. Электроизоляция
электродов ЭГК между собой и от корпуса реактора производи-
лась с помощью металлокерамических узлов на концевых час-
тях электродов и сильфонов температурной компенсации.
При пуске реактора и разогреве ТРП межэлектродное про-
странство заполняется парами цезия заданного давления.
Ядерное топливо выполнено в виде таблеток из двуокиси
урана с обогащением по урану-235 96% . Таблетки имеют цент-
ральные отверстия диаметром 8 мм в центральной группе из
семи ЭГК и 4.5 мм в остальных ЭГК, что обеспечивает профи-
лирование тепловыделения по радиусу активной зоны. По обеим
сторонам топлива внутри эмиттера помещены таблетки элемен-
тов торцевого отражателя из окиси бериллия.
Обеспечивается свободный выход газообразных продуктов
деления в космическое пространство.
ЭГК скоммутированы в две секции: рабочую, состоящую из
34 последовательно соединенных ЭГК, и насосную — из трех
параллельно соединенных ЭГК. Радиальный отражатель реакто-
ра состоит из двенадцати подвижных цилиндрических берилли-
евых стержней (барабанов) в тонкостенных стальных оболочках
и двенадцати неподвижных бериллиевых вкладышей между ба-
458
рабанами, плотно прижатых к корпусу реактора и с небольшим
зазором отстоящих от стержней. Поверхность вкладышей аноди-
рована для предотвращения образования бериллиевой пыли.
Стержни регулирования вращаются в подшипниках скольже-
ния двумя ленточными бандажами и прижаты к корпусу реактора.
Открытие замков бандажей при подаче на них электропита-
ния приводит к быстрому развалу радиального отражателя за
счет пружинных толкателей, установленных между вкладыша-
ми отражателя и корпусом реактора. Развал отражателя явля-
ется одной из мер защиты в аварийных ситуациях.
На барабанах регулирования в пазах по всей высоте стерж-
ней установлены поглощающие элементы из карбида бора, за-
нимающие 1/3 периметра барабана. Все 12 барабанов разбиты
на две группы: 9 — системы регулирования и 3 — аварийной
защиты. Через муфты барабаны соединяются с механизмом по-
ворота, барабаны аварийной защиты снабжены своими индиви-
дуальными электроприводами.
Система охлаждения реактора состоит из холодильника-из-
лучателя, циркуляционного насоса, компенсатора объема, ло-
вушки окислов, электронагревателей предварительного разогре-
ва, трубопроводов и датчиков температуры, установленных в
различных местах на коллекторах и трубопроводах. В качестве
теплоносителя используются эвтектический сплав натрий-калий.
Конструкционным материалом контура теплоносителя является
нерж ав е ющ ая сталь.
В соответствии с общими техническими требованиями к
ЯЭУ, действующими в нашей стране, установка “Енисей” про-
шла полный цикл наземной отработки, включая её комплекс-
ные испытания на стендах ЦКБМ с электронагревом, транспорт-
ные и динамические испытания на соответствие действующим
нагрузкам при транспортировке и выводе КА на орбиту, испы-
тания в криогенных камерах на захолаживание и как завер-
шающий этап испытаний — ядерные энергетические испытания
в ИАЭ им. И.В. Курчатова и в НИИП. Для проведения этих ис-
пытаний на ГСЗ “Двигатель” было изготовлено около 30 опыт-
ных образцов КЯЭУ “Енисей”. Из них 6 опытных образцов про-
шли ядерные энергетические испытания.
К 1988 г. установка “Енисей” прошла полный цикл назем-
ных испытаний, необходимых перед этапом летных Конструк-
торских испытаний (ЛКИ) в составе КА, подтвердив требуемые
по ТЗ параметры и ресурс 1,5 года с возможностью достижения
ресурса не менее трех лет.
На основании опыта, накопленного при разработке ЯЭУ
“Топаз” и “Енисей”, было выполнено проектирование теромоэ-
миссионного ЭУ большой мощности N3 = 44—100 кВт и более.
459
На рис. 22.8 представлены конструкционные схемы одной из
таких установок, использующие стандартизированное ЭГК.
Ре.актор-прелЬлазорятелкД
с цезиевой сиЛемсТг^—-Ла
Ядерный
энерг е зич е ский
блок
Приборный
огсекук:Н
Панели
системы
теплового
регулирований
МардгавыеГ
этд
Отсек -
целевой
аппаратуры
Узел
стыковки
Стартовые
HMMH’SI't 1Л ilL(
Система
зашиты
Жесткая часть
ХИ
Гибкое
соединение
Раскладываемая^4'
часта.
Система
сиу двигания
Марыеные ЭРД
Ог.нпкнъ'й трямятры
, Пмвгтяэпекхрмчесйал мошпостт"
ЯЭУ. кВт
иомгмиогаш режим
фэр «гровенный режим
Рсстрс.пя
13 ни в нэииналькои р эжиме
: форсиропсшиои^спашо
'1'яч стандартные плазменные
даигиотви (СПТ.Н
1, Удепмвгйимпуль? СПД иах?ек°ке, с
М
103
7
6
дэ I
-3
1300
'ал1
I 1
Система
подачи Хе
in
Рроиталвкое
положение
•^Л
зтабнлпзац
Рис. 22.8. Термоэмиссионная ЯЭУ мощностью 44 кВт
Ядерные энергетические установки большой мощности 40—
3000 кВт разрабатывались как в России, так и в США.
Космические аппараты с ЯЭСУ 100 + 400 кВт по проектам
способны обеспечить, в частности, исследовательские полеты к
различным космическим телам Солнечной системы вплоть до
самых отдаленных планет со временем перелета до 10 лет. Эти
же ЭСУ могут быть использованы с МТА для выполнения меж-
орбитальных транспортных операций и для ряда других косми-
ческих задач. Сами же ЯЭУ могут применяться как источники
независимого электропитания для долговременных космических
лабораторий и специальных ИСЗ. В проектах получена удель-
ная масса ЭСУ 40—25 кг/кВт и для ЭРДУ особенно большой
мощности (3000 кВт) — 5 кг /кВт. Разрабатывались как паро-
турбинные ЯЭУ в научно-производственных коллективах под
руководством Д.Д. Севрука, М.М. Бондарюка и в США по про-
екту SNAP-50, так и термоэмиссионные ЯЭУ под руководством
М.В. Мельникова, Г.М. Грязнова в России. В конкурсе NASA
SP-100 участвовали практически все возможные схемы ЯЭУ
мощностью в 100 кВт. Выигравшая конкурс термогенераторная
460
установка (ее мощность была потом снижена до 40 кВт)так и
не была построена и испытана в 1998 г., как было намечено.
Проектная концепция мощностей ЭСУ с ТЭП. Ради краткости
здесь рассмотрим лишь ЭСУ с ТЭП мощностью 400 кВт со ртут-
ными ПИД разработки США. Эта ЯЭСУ входит в состав КЛА с
собственной массой 9400 кг и предназначена для автоматического
зонда исследования Юпитера и его спутников. Полезная нагрузка,
КЛА составит 13400 кг. В состав этой ПН входят автоматическая
орбитальная лаборатория массой 8000 кг и пять посадочных бло-
ков по ~ 500 кг для взятия образцов поверхностного грунта с не-
бесных тел и доставки его на КЛА. При проектировании ЭСУ
мощностью 400 кВт принята удельная масса до 25 кг/кВт, в том
числе ЭРДУ 5 кг/кВт. Принят ранее созданный ПИД 0300 мм,
работающий на ртути. Приняты следующие общие требования:
уровень реактивной мощности струи двигателей 270... 340 кВт;
срок службы 70 тыс. ч, включая 30 тыс. ч на режиме полной
мощности для питания двигателей; импульс тяги 88290 м/с; удель-
ная масса ЭСУ 25 кг/кВт; допустимая доза облучения электрони-
ки нейтронным потоком 1012 нейтр/(см2 • с) и у-излучением
I 106 рад; надежность обеспечивается резервированием, единичные
отказы должны отсутствовать; полезная нагрузка КЛА 13000 кг;
габариты в неразвернутом состоянии определяются габаритами
грузового отсека “Шаттла”.
В США не удалось создать термоэмиссионные реакторы-пре-
образователи ТРП со встроенными в активную зону электроге-
нерирующими каналами, как это сделано в российских ЯЭУ
“Топаз” . Поэтому в представленных к реализации проектах
США (SP-100) рассмотрены выносные схемы установок. Выне-
сенные из активной зоны реактора и установленные на литие-
вых тепловых трубах, ТЭП могут в принципе обеспечить задан-
ный ресурс и высокую степень надежности. Они допускают
блочную (модульную) компоновку. Схема и геометрические ха-
рактеристики ТЭП даны на рис. 22.9.
Высокотемпературные тепловые трубы с литиевым теплоно-
сителем при температуре ТЭП 1650 К в принципе обеспечивают
длительный срок службы при осевом переносе тепла из испари-
тельной области порядка 15 кВт/см2. Реальные тепловые пото-
ки в ВТТ составляют несколько сотен Вт/см2. Расчетная точка
для осевого переноса тепла в ВТТ выбрана равной 10 кВт/см2.
В качестве изолятора между ВТТ и ТЭП выбрана керамика “си-
алон” (в ее составе кремний, алюминий, кислород и азот), ко-
торая обладает достаточно хорошим электрическим сопротивле-
нием, а коэффициент теплового расширения соответствует ана-
логичной характеристике молибдена.
461
Рис. 22.9. Конструктивная схема ТЭП:
1 — активная рабочая длина, мм; 2 — канал для прохода
хладагента; 3 — внешняя обечайка из ниобия;
4 — м.ежэлектродный зазор; 5 — ниобиевый коллектор;
6 — мюлибденовый эмиттер; 7 — изоляторы; 8 — мюлибденовая
ВТТ (высокотемпературная тепловая труба)
Тепловой контур охлаждения образован ВТТ, расположенны-
ми по цилиндрам 04,5 м, длиной 5,8 м. Эта система должна обес-
печить сброс тепла при КПД ТЭП 15% и при прокачке теплоно-
сителя со скоростью 3,05 м/с. Мощность электромагнитного насо-
са составляет 50 кВт при его КПД 15%. В компоновке комплекс
ВТТ разделен на блоки-модули по 30 ТЭП в блоке (на каждой ВТТ
расположено по шесть ТЭП), т. е. в блок входит по пять ВТТ.
Конструктивная схема энергоблока мощностью 400 кВт изо-
бражена на рис. 22.10. Активная зона реактора состоит из 90 ВТТ,
каждая из которых входит одним концом в металлокерамичес-
кий твэл. Таким образом, ВТТ, твэл и комплект из шести ТЭП
составляют автономный блок. Активная зона в форме гексаго-
нальной призмы окружена защитой от теплового излучения тон-
ким поглотителем тепловых нейтронов и цилиндрическим отра-
жателем из ВеО. Нейтронный поглотитель снижает пиковые
мощности, создаваемые на периферии активной зоны, путем от-
Рис. 22.10. Конструктивная схема
энергоблока мощностью 400 кВт:
а — узел тепловой трубы или
электрогенерирующий элемент;
б — ядерный реактор; 1 — твэл;
2 — тепловая труба;
3 — ТЭП; 4 — клеммник отбора,
электрической мощности;
5 — трубы к холодильнику-излучателю;
6 — трубы от холодильника-излучателя;
7 — система трубопроводов
для теплоносителя;
8 — торцевой отражатель активной
зоны ядерного реактора;
9 — регулирующий барабан
462
ражения тепловых нейтронов. Кроме того, имеются торцевые
отражатели из ВеО.
Управление реактором осуществляется 18 регулирующими
барабанами из ВеО и В4С, размещенными в боковом отражате-
ле, Основное преимущество схемы с вращающимися барабанами
— обеспечение минимальных габаритов реактора. Выбор горю-
чего Mo0,4UO2 обусловлен хорошей химической совместимос-
тью, соответствием коэффициентов теплового расширения, про-
стотой соединения твэлов с молибденовой ВТТ. Это горючее об-
ладает хорошей теплопроводностью и стойкостью по отношению
к тепловым ударам. В результате анализа показано, что после
работы твэлов на полной мощности в течение 30 тыс.ч объемное
расширение твэла составит 1%, что приемлемо для данной кон-
струкции реактора. Схема энергетического баланса ЭСУ мощнос-
тью 400 кВт приведена на рис. 22.11.
Рис. 22.11. Схема энергобаланса ЭСУ мощностью 400 кВт:
1 — жидкий теплоноситель — эвтектика, NaK; 2 — основной
О
излучатель с площадью поверхности 85 м , сброс тепловой
мощности 2830 кВт; 3 — реактор с тепловой мощностью
3460 кВт и потерями 130 кВт; 4 — молибденовые тепловые
трубы общей мощностью 3330 кВт; 5 — электромагнитный насос
с КПД 15%; 6 — ТЭП с КПД 15%; 7 — клеммник отбора,
мощности с КПД 88,7% и тепловыми потерями 55 кВт;
8 — излучатель преобразователя параметра тока площадью
100 м2 со сбросом тепловой мощности 46 кВт;
9 — преобразователь парам.етров тока с КПД 88%;
10 — двигатели с КПД 80% и тепловыми потерями 91 кВт;
11 — тяговая мощность реактивных струй 270 кВт;
12 — распределение электрической мощности;
13 — выдача на КЛА электрической мощности 5 кВт;
14 — отбор электрической мощности на насос 56 кВт
В ЭРДУ входят ртутный ПИД с параметрами, указанными
в табл. 22.4, и оборудование для преобразования параметров
электроэнергии в параметры, необходимые для двигателей —
463
выходное напряжение цепей ТЭП принято 23 В. Удельная масса
преобразователя мощности для ртутного ПИД диаметром 300 мм
составляет 10 кг/кВт.
Таблица 22.4
Параметр Значение
Диаметр, мм 300
Масса, кг 7
Скорость истечения, км/с 88
КПД, % 80
Уровень мощности (мгновенная), кВт 16,2
Тяга, Н 0,37
Рабочее тело Ртуть
Компоновочная схема КЛА с ЯЭСУ мощностью 400 кВт с 36
ПИД приведена на рис. 22.12. Основными частями, определяю-
щими габариты КЛА, являются: излучатель энергетической
подсистемы, излучатель двигательной подсистемы и теневая за-
щита. Основной излучатель диаметром 4,5 м и длиной 5,8 м за-
Рис. 22.12. Компоновочная схема КЛА с ЭСУ мощностью 400 кВт:
1 — полезная нагрузка в развернутом положении; 2 — вспомога-
тельный излучатель преобразователя мощности; 3 — преобразова-
тель мощности (излучатель) в развернутом положении; 4 — ос-
новной излучатель; 5 — ионные двигатели (36 шт.); 6 — опора и
клеммник низкого напряжения; 7 — излучатель радиационной ней-
тронной защиты; 8 — система трубопроводов хладагента;
9 — приводы управления; 10 — ядерный реактор; 11 — термоэмис-
сионные преобразователи; 12 — нейтронная радиационная защи-
та; 13 — бак рабочего тела, он же защита от у-из лучения;
14 — несущая балка; 15 — длина КА 18 м; 16 — диаметр КА 4,5 м;
17 — антенна в развернутом состоянии;
18 — антенна в сложенном состоянии
464
нимает большую часть грузового отсека ТКА “Шаттл”. Реактор
и ТЭП размещаются в кормовой части КЛА. В качестве ней-
тронной защиты служит гидрид лития, а защита от у-излучения
обеспечивается хранимым в баке рабочим телом двигателя
(ртуть). Двигатели размещаются в средней части КЛА под
углом 9° к оси. Такой наклон выбран для сведения к минимуму
ударных воздействий истекающих струй на элементы КЛА. Из-
лучатель преобразователя мощности и полезная нагрузка могут
быть размещены в грузовом отсеке в виде телескопических сек-
ций, причем секция излучателя преобразователя мощности
может либо находиться внутри основного излучателя, либо ох-
ватывать его.
Массовая сводка ЯЭСУ (кг) мощностью 400 кВт, полученная
в результате проектирования:
1. Энергетическая подсистема: активная зона реактора 932 кг;
отражатель и регулирующие органы реактора 773 кг; защита из
гидрида лития 2030 кг; тепловые трубы 364 кг; низковольтные
проводники между элементами ТЭП и преобразователями мощ-
ности 1104 кг; магистраль для протока хладагета, включая и
аккумуляторы, 536 кг; хладагент NaK—569 кг; электромагнит-
ные насосы 120 кг; основной излучатель 793 кг; опорные кон-
струкции 400 кг. Суммарная масса 8426 кг.
2. Двигательная подсистема: преобразователи мощности (3
кг/кВт) 1200 кг; двигатели при 50%-ном резервировании 247
кг; опорная конструкция 100 кг; распределительное устройство
20 кг. Суммарная масса 1567 кг.
3. Подсистема рабочего тела: рабочее тело при скорости ис-
течения 90 км/с — 8960 кг; баковая система — 500 кг. Сум-
марная масса 9410 кг.
4. Космический аппарат — 10142 кг.
5. Общая масса КЛА с ЭСУ — 28545 кг.
Ядерные энергодвигательные установки. Проведенные про-
работки и результаты исследований последних лет показывают,
что использование ядерных энергодвигательных установок
(ЯЭДУ) различных схем, обеспечивающих космический аппарат
(КА) электрической энергией и тягой особенно перспективно
для решения различных космических задач. Наиболее целесооб-
разно и эффективно применение ЯЭДУ в составе транспортно-
энергетических модулей (ТЭМ) для выведения КА на рабочие
орбиты ( в том числе и на геостационарные и межпланетные) и
энергоснабжения бортовых систем в течение всего времени их
активного функционирования. На рис. 22.13—22.15 даются не-
которые из конструктивных схем энергодвигательных устано-
вок. Энергодвигательные установки могут быть реализованы с
использованием как ядерной, так и солнечной энергии.
465
Рис. 22.13. Конструктивная схема ядерной термоэмиссионной
бимодальной энергоустановки с нагревом в ЭГК водорода
для создания реактивной тяги:
1 — активная зона реактора; 2 — электрогенерирующие каналы;
3 — торцевые отражатели; 4 — радиальный отражатель;
5 — регулирующие барабаны отражателя; 6 — электропривод
барабанов; 7 — подвод теплоносителя (Na-K); 8 — от,вод
теплоносителя; 9 — подвод водорода для двигательного режима;
10 — выход горячего водорода, для реактивного сопла
При этом ядерные энергодвигательные установки могут
быть созданы на основе сочетания разработанных технологий
ядерных термоэмиссионных установок типа “Топаз” со встроен-
ными в активную зону энергогенерирующими каналами либо с
вынесенными из активной зоны термоэмиссионными преобразо-
вателями. Возможны комбинированные схемы преобразования и
А-А
Рис. 22.14. Конструктивная схема ядерной бимодальной энергоуста-
новки с термогенератором и реактивной тягой сопла:
1 — привод регулирующих барабанов; 2, 9, 18—20 — торцевые
отражатели; 3, 4, 6 — регулирующие барабаны отражателя;
5, 8, 21 — термостолбики ТЭГ; 7 — корпус ЭУ;
10, 22 — подвод и отвод теплоносителя;
11—15 — реактивное сопло; 16, 17 — активная зона реактора
466
а) в режиме выведения
Солне^ое
излучение
на рабочую орбиту
Солнечное
излучение
6) в период эксплуатации
Рис. 22.15. Солнечная бимодальная энергоустановка:
1 — концентратор; 2 — нагревный солнечный ракетный
двигатель; 3 — система ориентации; 4 — преобразователь
тепловой энергии в электрическую; 5 — бак рабочего тела
использования наиболее эффективных электрореактивных дви-
гателей типа стационарных плазменных двигателей на ксеноне
с удельным импульсом ~ 1800 сек или ионных двигателей. Этот
вариант. ЭДУ является наиболее подготовленным к реализации
и обеспечивает вывод на высокоэнергетические орбиты (ГСО,
межпланетные орбиты) наибольшей массы полезных нагрузок.
Недостатком схемы является длительное (до 0,5 года) время вы-
вода полезной нагрузки на ГСО даже при условии форсирования
(~ 2,5 раза) энергоустановки по электрической мощности.
Более короткое время вывода (от десятков часов до ~ меся-
ца) полезных нагрузок на ГСО может быть обеспечено при со-
здании энергодвигательных установок на основе технологии ра-
кетных двигателей на водороде и турбомашинных замкнутых
систем преобразования энергии либо создании бимодальных ре-
акторов, обеспечивающих получение в реакторе как энергии с
помощью термоэмиссионных преобразователей, так и тяги за
счет продувки активной зоны водородом. Накопленный опыт по
разработке ядерных установок для космоса оказался полезным
для создания солнечных энергодвигательных установок.
Солнечные энергодвигательные установки (рис. 22.15) пред-
усматривают накопление тепловой энергии в тепловом аккуму-
ляторе за счет солнечных концентраторов либо электронагрева-
теля, питаемого от фотоэлектрических батарей, и получение
тяги в многоимпульсном режиме за счет продувки водорода
через тепловой аккумулятор. Получение электрической энергии
для питания аппаратуры КА в варианте с солнечными концент-
раторами обеспечивается за счет термоэмиссионных преобразо-
вателей, располагаемых на поверхности теплового аккумулятора
либо замкнутой турбомашинной системы.
При создании солнечных энергодвигательных установок
могут быть применены разработанные технологии ЯРД для теп-
467
лового аккумулятора и технологии термоэмиссионных преобра-
зователей для получения электроэнергии.
Для миссий, требующих быстрого выведение (особенно в
случае пилотируемых межпланетных полетов), предпочтительно
использование ЯЭДУ на базе ЯРД, а для транспортировки гру-
зов — ЯЭДУ на базе ЯЭУ с электрореактивной двигательной ус-
тановкой (ЭРДУ).
Как показывают оценки, выведение с использованием
электроракетных двигателей и ядерной энергоустановки обеспечи-
вает существенную экономию средств, позволяя заменить тяжелые
ракеты-носители ракетами-носителями среднего класса либо выво-
дить на высокие орбиты полезные нагрузки в 2—3 большей
массы. Так, например, для PH “Ариан” с бортовой солнечной
энергоустановкой мощностью 20 кВт масса космического аппара-
та, доставляемого на геостационарную орбиту, при переходе к
ядерному энергоисточнику увеличивается с 4,1—5,3 т до 13,4 т
при длительности выведения не более 6 месяцев. Если же будет
использован ЯЭДУ с ядерным ракетным двигателем тягой 100 —
7000 Н, время доставки КА существенно сократится.
22.4. Проектная концепция солнечной космической
электростанции с турбогенераторами
Турбогенераторная система производства электроэнергии прин-
ципиально является высокоэнергетичной. Она позволяет при
компактном исполнении энергоустановок получать электроэнер-
гию при высоком полном КПД. Турбогенераторная система ба-
зируется на достижениях наземной энергетики. Поэтому уже с
начала 1960 г. велись работы по созданию космических энерго-
установок с турбогенераторной системой производства электро-
энергии. В них для длительной работы в космосе применялся
замкнутый газовый или паровой цикл при использовании со-
лнечной или ядерной энергии. В разработках охвачен широкий
диапазон мощности. В ряде разработок получены высокие ре-
зультаты. Так, например, радиоизотопная космическая ЭУ
фирмы “Эйресерч” (США) электрической мощностью 2—15 кВт,
работающая по газовому замкнутому циклу на гелий-ксеноно-
вой смеси, достигает ресурса 50000 ч при КПД ЭУ в 30%.
В качестве замечаний к такой схеме установки можно отме-
нить необходимость компенсации инерционных моментов вращаю-
щихся масс турбогенератора и компрессора. При этом обычно пред-
лагается согласование оборотов вращающихся в противоположные
стороны роторов парных модулей установки. Это усложняет систе-
му. Высокий КПД турбогенераторной ЭУ определяется низкой тем-
пературой холодильника-излучателя Тх = 0,3, Тх = 0,ЗТг , что при-
468
водит к его чрезмерной величине и массе. Для ЯЭУ, где КПД
не имеет большого значения, это соотношение Г /Т = 0,3 может
Л. 1'
быть пересмотрено, равно как и потребность в регенераторе тепла
отходящих газов после турбины.
Принципиальная схема солнечной космической электростан-
ции с турбогенераторами изображена на рис. 22.16. Она полу-
чена в результате предварительных проектных исследований, по-
зволивших использовать замкнутый цикл Ренкина с аммиаком в
качестве рабочего тела, что позволяет существенно повысить эф-
фективность ЭУ.
&
Рис. 22.16. Принципиальная схема, солнечной космической станции
с турбогенератором (СКЭС с ТГ):
1 — насос рабочего тела; 2 — регенератор; 3 — нагреватель;
4 — турбина высокого давления; 5 — перегреватель;
6 — 7пурбина. низкого давления; 7 — холодильник-излучатель;
8 — электрогенератор
Для использования в качестве основных материалов нержавею-
щей стали и алюминиевых сплавов, а также простоты технологии
производства и условий экспериментов и доводок верхняя темпера-
тура цикла ограничена 900 К. Конструктивное решение — объеди-
нить концентратор солнечной энергии с холодильником-излучате-
лем — позволило на тыльной стороне концентратора получить низ-
кую нижнюю температуру цикла. Таким образом, цикл имеет верх-
нюю температуру 873 К и нижнюю 373 К. Следовательно турбины
работают на сильно перегретом паре аммиака, а холодильник-излу-
чатель на жидком аммиаке. Естественно было принять в цикле
передачу теплоты от перегретого пара после турбины к жидкому
аммиаку, поступающему в контур после холодильника-излучателя.
В результате принят цикл с регенерацией при коэффициенте реге-
нерации 90%. Такая регенерация позволяет получить конструктив-
469
но компактный теплообменник-регенератор. Верхнее давление в
цикле принято 20 МПа по условию максимально допускаемого
разложения аммиака в процессе его длительного использования
в замкнутой системе. В результате расчетов получено давление
после турбины 7,5 МПа, а нижнее давление цикла 3 МПа. Ра-
бота цикла и схемы очевидны из рис. 22.10 и не требуют опи-
сания. Циркуляция конденсата аммиака осуществляется насо-
сом 1. В регенераторе 2 входящий в него перегретый пар ам-
миака охлаждается до влажного, а входящая в регенератор
жидкость выходит из него в виде пара с температурой 455 К,
т. е. в данной схеме регенератор и парогенератор являются
одним агрегатом. Далее пар входит в светоприемник, составлен-
ный из двух частей: 3 — нагреватель пара для турбины высо-
кого давления 4; 5 — перегреватель пара для турбины низкого
давления. Как видно из цикла-схемы, обе турбины работают на
электрогенратор 8 при одинаковой верхней температуре, но при
разных давлениях пара на входе. В холодильнике-излучателе 7
аммиак конденсируется и, циркулирующий в холодной части
контура, может быть использован как рабочее тело для узлов
управления автоматики и в ЭРД.
Баланс энергии при работе ЭУ на полной мощности турбо-
генераторов соответствует полному КПД ЭУ в 30%. Полный
КПД ЭУ — это электрическая мощность, снимаемая с клемм ге-
нераторов, отнесенная ко всей теплоте, переданной рабочему
телу термодинамического преобразователя.
Проектный поиск, проведенный на основе известных тенден-
ций развития бортовой и автономной космической энергетики,
показал, что такую энергетику реально строить на основе со-
лнечных энергомодулей с турбогенераторами умеренной мощнос-
ти, создание и отработка которых возможны в короткое время
и при умеренных затратах.
В результате проектного поиска с учетом габаритно-массо-
вых возможностей современных ТКА по доставке полезных гру-
зов в космос был определен единичный энергомодуль мощнос-
тью 100 кВт. На рис. 22.17 вверху показана компоновочная
схема 4-модульной СКЭС: а и О — в транспортном положении
(узлы 1', 11—14), б, г, е — в состоянии раскрытия (узлы 2, 3;
7—10; 15—19); в — в раскрытом состоянии (узлы 1—8). Сам
энергомодуль построен по модульному принципу. В состав энер-
гомодуля входят следующие блоки: складной параболоцилинд-
рический концентратор солнечного излучения 6 с холодильни-
ком-излучателем, расположенным с тыльной стороны; светопри-
емник с рупорами дополнительного концентратора 7, нагрева-
тель 12 и перегреватель 13 пара аммиака, а также тепловой ак-
кумулятор 14, обеспечивающий безостановочную работу анерго-
470
модуля на малой мощности при заходе в тень Земли; сдвоенный
синхронизированный турбогенератор 8 (20, 21; 24, 25) с насосами
23 и регенератором 22, система раскрытия и складывания моду-
ля, способная работать и в наземных условиях; система автомати-
ческого регулирования. Автономный энергомодуль мощностью
100 кВт может быть использован в качестве компоновочной еди-
ницы — модуля СКЭС любой мощности.
Рис. 22.17. Компоновочная схема автономного энергетического
м.одуля 4-м.одулъной СКЭС с турбогенератором.:
а, д — транспортное положение 4-м.одулъной СКЭС;
б, г, е — СКЭС в стадии раскрытия; в — 4-модульная СКЭС в
раскрытом состоянии; ж — турбогенератор
Области использования тех или иных энергетических уста-
новок и ЭСУ можно определить, используя рис. 22.18, где
приведена зависимость удельной массы ЭУ от уровня электри-
ческой мощности.
Удельные массы .ЯЭУ снижаются при увеличении электри-
ческой мощности из-за определяющего влияния на них крити-
ческой массы реактора и его радиационной защиты (например,
при ц0 = const — обратно пропорционально мощности). Наобо-
рот, удельные массы солнечных батарей растут с ростом мощ-
471
ности из-за необходимости
конструкционных ферм.
создания соответствующих силовых
Рис. 22.18. Зависимость удельной массы энергетических установок
от их электрической мощности:
1 — “Ромашка”, “SNAP-10A”; 2 — “Бук”; 3 — “Топаз-1”,
”Топаз-2”; 4 — “SP-100" (проекты ТЭП, ГТУ, ПТУ,
Стирлинг при N = 100 кВт и ТЭГ при N = 100 — 40 кВт);
5,6,7 — проекты ЯЭУ с ТЭП большой мощности;
8 — проект ПТУ ’’Пегас”; 9 — панели солнечных батарей без
учета теневых участков орбит полета; 10 — панели СБ
с учетом, теневых участков орбиты и электрохимических
аккумуляторов; 11 — солнечные динамические энергетические
установки с циклами Брайтона и Ренкина
Область пересечения характеристик относится к N3 = 40 4- 100 кВт.
Но на выбор типа ЭСУ кроме удельной массы влияют и другие
эксплуатационные условия. Например, для орбитальных станций
типа “Скайлэб”, “Салют”, “Мир” и МКС “Альфа” при использова-
нии солнечных батарей электрическая мощность должна быть за-
вышена в три раза для возможности зарядки аккумуляторных
батарей теневого участка орбиты полета (с. учетом КПД заряда и
разряда АБ). Тогда вместо N = 100 кВт для СБ МКС достаточно
была бы всего N3 — 33 кВт на ЯЭУ, и только радиационная безопас-
ность заставила безальтернативно выбрать СБ. Однако для станции
472
“Скайлэб” в США рассматривался вариант энергоснабжения
от термогенераторной ЯЭУ при N3 = 25 кВт.
Для энергоснабжения геостационарных информационных
КЛА типа ’’Ямал” в свое время рассматривались варианты СБ
и ЯЭУ мощностью N3 = 6 кВт (“Енисей”), и только сроки разра-
ботки заставили выбрать более простой вариант СБ.
Информационные КЛА низких орбит Н = 180 250 км из-за
тормозящего влияния слоев атмосферы заставили выбрать ЯЭУ,
“Бук” мощностью всего ?7э=2,5-*-3 кВт. Такие установки вы-
пускались серийно до 1990 г., и только экологические сообра-
жения остановили эту программу.
Анализ транспортных операций в космосе показывает явное
преимущество энергосиловых установок с ЯЭУ мощностью
N3 = 44 4- 100 кВт и более с ЭРД, что позволит удвоить массы до-
ставленных полезных нагрузок по сравнению с использованием
традиционных доразгонных блоков с ЖРД, правда, ценой увели-
чения времени транспортной операции до нескольких месяцев.
ЛИТЕРАТУРА
1. Теория и расчет энергосиловых установок космических
летательных аппаратов/ Л.А. Квасников, Л.А.Латышев, Д.Д. Сев-
рук, В.Б. Тихонов- — М.: Машиностроение, 1984. — 331 с.
2. Куландин АЛ., Тимашев С.В., Иванов В.П. Энергетичес-
кие системы космических аппаратов. — М.: Машиностроение,
1979. — 320 с.
3. Куландин А.А., Тимашев С.В., Зайцев И.В. Энергетичес-
кие системы космических аппаратов. — М.: Наука, 1994. —
283 с.
4. Фаворский О.Н., Фишгойт В.В., Янтовский Е.И. Основы
теории космических электрореактивных двигательных устано-
вок. — М.: Высшая школа, 1978. — 483 с.
5. Раушенбах Г. Справочник по проектированию солнечных
батарей. — М.: Энергоатомиздат, 1983. — 358 с.
6. Морозов А.И. Физические основы космических электро-
реактивных двигателей. Т. I. Элементы динамики потоков в
ЭРД. — М.: Атомиздат, 1978. — 328 с.
7. Гришин С.Д. Основы теории электрических ракетных
двигателей. — М., 1999.
8. Латышев Л.А., Чуян Р.К. Оптимизация параметров
электростатических ракетных двигателей и ускорителей. — М.:
Машиностроение, 2000. — 288 с.
9. Стационарные плазменные двигатели / Н.В.Белан,
В.П. Ким, А.И. Оранский, В.Б. Тихонов. — Харьков: ХАИ,
1989. — 315 с.
10. Кокорев Л.С., Харитонов В.В. Прямое преобразование
энергии и термоядерные энергетические установки. — М.: Ато-
миздат, 1980. — 216 с.
11. Подшивалов С А., Иванов Э.И., Муратов А.И. Энергети-
ческие установки космических аппаратов. — М.: Энергоатомиз-
дат, 1981. — 224 с.
12. Ушаков БА., Никитин В.Д., Емельянов ИА. Основы
термоэмиссионного преобразования энергии. — М.: Атомиздат,
1974. — 288 с.
474
13. Кузнецов ВЛ. Ядерные реакторы космических энергети-
ческих установок. — М.: Атомиздат, 1977. — 230 с.
14. Термоэмиссионные преобразователи и низкотемператур-
ная плазма/ Р.Г. Бакшт, Г.А.Дюжев, Т.Я. Мойжес и др. — М.:
Наука, 1973. — 480 с.
15. Бержатый В.И., Синявский В.В. Проектирование и ис-
пытания термоэмиссионных ТВЭЛов. — М.: Атомиздат, 1981.
— 180 с.
16. Синявский В.В. Методы определения характеристик тер-
моэмиссионных ТВЭЛов. — М.: Энергоатомиздат, 1990. — 184 с.
17. Каландаришвили А.Г. Источники рабочего тела для
ТЭП. — М.: Энергоатомиздат, 1986. — 184 с.
18. Гришин СД., Лесков Л.В., Козлов Н.П. Электрические
ракетные двигатели. — М.: Машиностроение, 1975. — 272 с.
19. Вопросы космической энергетики/ Под ред. А.А. Кулан-
дина и др. — М.: Мир, 1971. — 352 с.
20. Прямое преобразование энергии. Вопросы космической
энергетики/Под ред. Н.С. Лидо ренко и др. — М.: Мир, 1975.
— 384 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие............................................. 3
Раздел I. Энергосиловые установки космических аппаратов. . . 5
Глава 1. Энергосиловые установки в космосе.............. 5
1.1. Задачи освоения космоса........................ 5
1.2. Условия эксплуатации энергосиловых установок в
космосе............................................. 6
1.3. Основные требования к энергосиловым установ-
кам 10
1.4. Схемы энергосиловых установок................. 14
Глава 2. Источники массы рабочего тела и энергии на
борту космического аппарата............................ 18
2.1. Источники массы.............................. 19
2.2. Источники химической энергии................ 20
2.3. Источники лучистой энергии................... 23
2.4. Радиоизотопные источники энергии.............. 33
2.5. Ядерные реакторы.............................. 36
2.6. Возможности использования энергии ядерного
синтеза............................................ 41
Глава 3.' Методы анализа энергосиловых установок....... 43
3.1. Основные параметры ЭСУ........................ 43
3.2. Описание структур ЭСУ......................... 46
3.3. Использование балансовых методов.............. 50
3.4. Критерии качества............................. 55
3.5. Исследование операций ЭСУ и ее частей....... 57
Раздел II. Энергетические установки космических аппаратов . . 64
Глава 4. Основные закономерности преобразования энер-
гии в энергетических установках........................ 64
4.1. Непосредственное преобразование энергии....... 64
4.2. Прямое преобразование энергии................. 70
4.3. Машинное преобразование энергии. ............. 71
4.4. Основные виды и характеристики энергетических ус-
тановок ........................................... 74
Глава 5. Энергетические установки с фотоэлектрически-
ми преобразователями энергии........................... 80
5.1. Фотоэлектрическое преобразование энергии...... 81
5.2. Расчет параметров и вольт-амперной характеристи-
ки ФЭП............................................. 87
5.3. Зависимость характеристик ФЭП от условий эксплу-
атации ............................................ 90
5.4. Энергетические установки с солнечными батарея-
ми ФЭП............................................. 95
Глава 6. Энергетические установки с термоэлектрически-
ми преобразователями энергии.......................... 103
6.1. Термоэлектрическое преобразование энергии и
рабочие процессы в ТЭлП........................... 104
476
6.2. Расчет параметров преобразователя............. 109
6.3. Характеристики термоэлектрических преобразова-
телей ............................................. 115
6.4. Разработка энергетических установок с ТЭлП ... 119
Глава 7. Энергетические установки с термоэмиссионны-
ми преобразователями энергии.......................... 124
7.1. Термоэмиссионное преобразование в идеальном
вакуумном ТЭП...................................... 124
7.2. Процессы преобразования, основные параметры
и рабочие режимы реального ТЭП..................... 129
7.3. Характеристики ТЭП............................ 148
7.4. Разработка энергетических установок с термо-
эмиссионными преобразователями..................... 154
Глава 8. Энергетические установки с электрохимически-
ми преобразователями энергии.......................... 160
8.1. Реакции электрохимического преобразования и
рабочие процессы в ЭХП............................. 161
8.1.1. Виды ЭХП.................................. 161
8.1.2. Электродные процессы и стандартный потен-
циал в ЭХП....................................... 166
8.1.3. Поляризация ЭХП........................... 169
8.2. Основные характеристики химических источни-
ков тока .......................................... 173
8.2.1. Термодинамические свойства рабочих компо-
нентов ХИТ...................................... 173
8.2.2. Температурный коэффициент ЭДС............. 175
8.2.3. Коэффициент полезного действия ЭХП........ 175
8.2.4. Удельная энергия ЭХП...................... 176
8.2.5. Мощность и удельная мощность ХИТ.......... 178
8.2.6. Ресурс ЭХП .............................. 179
8.2.7. Бортовые ХИТ и аккумуляторы КЛА........... 180
8.3. Параметры и основные характеристики топлив-
ных элементов МТ А................................. 182
8.4. Разработка энергетических установок с электро-
химическими преобразователями...................... 189
Глава 9. Энергетические установки с термоэлектрохими-
ческими преобразователями энергии и регенеративные
топливные элементы.................................... 193
9.1. Методы разделения и регенерации химических
компонентов ....................................... 194
9.2. Расчет параметров ТЭХП....................... 197
9.3. Разработка энергетических установок с ТЭХП . . . 202
Глава 10. Энергетические установки с магнито газодина-
мическими и электрогазодинамическими преобразователя-
ми энергии............................................ 204
477
10.1. Рабочие процессы, параметры и характеристи-
ки магнитогидродинамических и магнитогазодинами-
ческих преобразователей........................... 204
10.2. Разработка энергетических установок с магнито-
гидродинамическими преобразователями.............. 211
10.3. Разработка энергетических установок с магнито-
газодинамическими преобразователями............... 215
10.4. Разработки энергетических установок с электро-
газодинамическими преобразователями............... 217
Глава 11. Энергетические установки с паротурбогенерато-
рами................................................. 217
11.1. Рабочие процессы, расчет параметров и характе-
ристики паротурбогенераторов...................... 218
11.2. Разработка паротурбинных энергетических уста-
новок ........................................... 223
11.3. Особенности энергетических установок на диссо-
циирующих газах................................... 227
Глава 12. Энергетические установки с газотурбинными и
газопоршневыми преобразователями энергии............. 229
12.1. Рабочие процессы, расчет параметров и характе-
ристики турбокомпрессоров......................... 230
12.2. Разработки энергетических установок с турбо-
компрессорами .................................... 241
12.3. Особенности рабочего процесса энергетических
установок с газопоршневыми двигателями............ 247
Глава 13. Применение новых методов преобразования
энергии.............................................. 251
13.1. Радиоэмиссионные энергетические установки ... 251
13.2. Ядерные батареи второго рода................ 256
13.3. Установки с термомагнитными преобразователя-
ми 257
13.4, Термодиэлектрические и иные методы преобра-
зования энергии................................... 259
Глава 14. Комбинированные энергетические установки ... 261
14.1. Энергетические установки с накопителями..... 261
14.2. Каскадные энергетические установки.......... 263
14.3. Этапы построения структуры комбинированных
энергетических систем и установок................. 266
Раздел III. Двигательные установки космических аппа-
ратов ............................................. 270
Глава 15. Основы рабочих процессов в электроракетных
двигателях........................................... 270
15.1. Общие сведения о двигательных установках. . . . 270
15.2. Электродные процессы в двигателях........... 273
15.3. Ускорение рабочего тела и классификация ЭРД 293
15.4. Основные характеристики ЭРД................. 298
478
Глава 16. Двигатели с газодинамическим (тепловым) ус-
корением рабочего тела.................................. 303
16.1. Ядерные ракетные двигатели с твердой актив-
ной зоной............................................ 303
16.2. Ядерные ракетные двигатели с газофазной ак-
тивной зоной......................................... 306
16.3. Электроракетные двигатели с тепловым ускоре-
нием рабочего тела................................... 308
Глава 17. Двигатели с электромагнитным ускорением ра-
бочего тела............................................. 321
17.1. Некоторые особенности стационарных плазмен-
ных течений в электромагнитном поле.................. 321
17.2. Стационарные двигатели с ускорением рабочего
тела в собственных магнитных полях................... 326
17.3. Двигатели с ускорением во внешних магнит-
ных полях....................................... 352
Глава 18. Двигатели с электростатическим ускорением
рабочего тела........................................... 362
18.1. Основные схемы электростатических двигателей. 362
18.2. Двигатели с замкнутым дрейфом электронов . . . 366
18.3. Ионные двигатели . .................... , . 379
Глава 19. Силовые установки с электроракетными двига-
телями ................................................. 394
19.1. Основные системы двигательной установки и
взаимосвязь их параметров............................ 394
19.2. Системы хранения и подачи рабочего тела.. 397
19.3. Системы электропитания (СЭП) двигательной ус-
тановки ............................................. 402
Раздел IV. Проектирование энергосиловых установок .... 406
Глава 20. Формирование проектной программы и про-
цесс создания изделия................................... 406
20.1. Логика проектирования изделия.................. 406
20.2. Процесс создания изделия....................... 415
20.3. Выбор исходных данных для проектирования
изделия.............................................. 423
Глава 21. Оптимизация энергосиловой установки при
проектировании.......................................... 427
21.1. Принципы оптимального проектирования
21.2, Комплекс критериев ............................ 427
21.3. Структура оптимизационных расчетов............. 430
Глава 22. Разработка проектных концепций................ 434
22.1 Анализ проектов ............................... 440
22.2. Проектная концепция солнечной ЭСУ с СБ .... 440
22.3. Проектные концепции ядерных ЭСУ с ТЭП и ТЭГ 450
22.4. Проектная концепция солнечной космической
электростанции с турбогенераторами................... 468
ЛИТЕРАТУРА.............................................. 474
479
Учебное издание
Квасников Леонид Александрович
Латышев Леонид Алексеевич
Пономарев-Степной Николай Николаевич
Севрук Доминик Доминикович
Тихонов Виктор Борисович
ТЕОРИЯ И РАСЧЕТ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ УСТАНОВОК
КОСМИЧЕСКИХ ЛЕТАТЕЛЬНЫХ АППАРАТОВ
, Редактор Т.И. Моисеева
Техн, редактор Т.С. Евгеньева
Компьютерная верстка Т.С. Евгеньева
ИБ № 443
Лицензия ЛР № 040211 от 07.04.97.
Сдано в набор 15.05.2001. Подписано в печать 19.11.2001.
Формат 60 х 90 1/16. Бум. офсетная. Гарнитура Таймс.
Печать офсетная. Усл. печ. л. 30,0. Уч.-изд. л. 30,0.
Тираж 1000. Зак. 2275. С. 83.
Издательство МАИ
“МАИ”, Волоколамское ш., дом 4,
Москва, А-80, ГСП-3 125993
Типография Издательства МАИ
“МАИ”, Волоколамское ш., дом 4,
Москва, А-80, ГСП-3 125993