Text
                    Б.М.Ма
МАТЕРИАЛЫ
ЯДЕРНЫХ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ
УСТАНОВОК
Перевод с английского
под редакцией Ю.Ф. ЧЕРНИЛИНА
МОСКВА
ЭНЬРГОАТОМИЗДАТ
19S7

ББК 31.4 М12 УДО 621.039.53 Рецензент ЕЛ.Велихов Ma Б.М. Материалы ядерных - энергетических установок: Пер. с англ. — М.: Энергоатомиздат, 1987. - 408 с.; ил. Рассмотрены характеристики и свойства различных материалов, ис- пользуемых в качестве топлива и топливных элементов в ядерных реак- торах, для изготовления корпусов реакторов и сосудов под давлением, в системах безопасности, стержнях регулирования, биологической за- щите. Для инженерно-технических и научных работников, занимающих- ся разработкой и эксплуатацией ядерно-энергетических установок. Может быть полезна студентам вузов энергофизических и материало- ведческих специальностей. 2304000000-571 М 251*87 051(01)87 ББК 31.4 Nuclear Reactor Materials and Applications Benjamin M. Ma Department of Nuclear Engineering Iowa State University M .4 VAN NOSTRAND REINHOLD COMPANY NEW YORK CINCINNATI TORONTO LONDON MELBOURNE © 1983 Van Nostrand Reinhold Company Inc. © Перевод на русский язык, Энергоатомиздат, 1987
ПРЕДИСЛОВИЕ К РУССКОМУ ИЗДАНИЮ Широкое и интенсивное развитие ядерной энергетики во многих стра- нах мира выдвинуло на передний план вопросы обеспечения безопас- ности и надежности ядерно-энергетических установок, их экономичности и экологической чистоты. Одно из основных условий решения этих за- дач — применение материалов (топливных, конструкционных, погло- щающих и др.), удовлетворяющих необходимым требованиям. Со временем возникновения ядерной энергетики как нового энерге- тического направления, т.е. начала промышленного строительства АЭС (середина 60-х годов), во многих странах мира, в том числе в Советском Союзе, продолжаются во все более широком масштабе многочисленные исследования поведения материалов, используемых в ядерной энергети- ке. Цель всех этих исследований — совершенствование используемых и создание новых материалов для ядерно-энергетических установок и предприятий ядерного топливного цикла. В последнее время большое внимание уделяется исследованиям смешанных топливных материалов (U— Pu, U—Th) и совершенствованию конструкционных материалов для повышения надежности ядерных установок и оборудования. Результаты большинства выполненных в различных странах мира ис- следований за последнее десятилетие опубликованы в виде статей в научных журналах, докладов на специализированных конференциях, отчетов исследовательских центров и т.п. Обобщение и серьезный науч- ный анализ накопленной экспериментальной информации, результатов эксплуатации ядерных установок и т.п. является полезным и нужным эвеном научной деятельности. Книга профессора Бенжамина М. Ма охватывает практически все ос- новные разделы научно-технической области реакторного материалове- дения: ядерное горючее и топливные элементы; корпуса и трубопрово- ды под давлением для энергетических реакторов; материалы теплоноси- телей, замедлителей и отражателей; материалы защиты и систем без- опасности; основные (узловые) устройства и установки ядерного топ- ливного цикла (разделение, обогащение, переработка). Приведена общая научно-техническая информация по существующим реакторным концепциям. Основное внимание уделено водо-водяным реакторам и быстрым реакторам с жвдкометаллическим охлаждением. Представлена общая информация по термоядерным установкам, нуклид- ным генераторам различного назначения и материалам для них. Широта охвата заметно сказалась на качестве и глубине анализа. Не- которые разделы книги носят общий описательный характер, хотя и снабжены полезной технической информацией (в виде таблиц и рисун- ков). К таким разделам можно отнести некоторые параграфы гл. 1, 3, 11 и 15. 3
Имеется ряд отечественных монографий и переводных книг, посвя- щенных этой тематике, например А.С. Займовский, В.В. Калашников, И.С. Головин ”Тепловыделяющие элементы атомных реакторов” (2-е изд. М.: Атомиздат, 1967); С.Т. Конобеевский ’’Действие облучения на материалы” (М.: Атомиздат, 1967) посвящены отдельным важным проб- лемам реакторного материаловедения. Однако эти книги основаны на ре- зультатах исследований, выполненных в основном в 60-х годах. Это же замечание можно отнести и к трехтомному сборнику ’’Металловедение реакторых материалов”. Пер. с англ. Под ред. Д.М. Скорова (М.: Атом- издат, 1961, 1962). Монография Д.М. Скорова, Ю.Ф. Бычкова, А.И. Дашковского ’’Реак- торное материаловедение”, вышедшая вторым изданием в 1979 г. в Атомиздате, посвящена в основном описанию ядерного горячего и кон- струкционных материалов, процессам, происходящим в них под влия- нием облучения и при воздействии других факторов, связанных с усло- виями эксплуатации. В монографии Д.М. Скорова и др. наиболее полно рассмотрены проблемы тепловыделяющих элементов энергетических реакторов. Книга Ма охватывает все основные вопросы радиационного и реак- торного материаловедения и рассчитана на научных работников, инже- неров и техников, работающих в области атомной энергетики и смеж- ных с ней областях науки и техники, а также на студентов и аспирантов соответствующих специальностей. При редактировании перевода книги были обнаружены очевидные опечатки и описки в оригинале. Они были исправлены без специальных оговорок. Более существенные исправления, а также уточнение неко- торых утверждений сделаны или оговорены в примечаниях редактора. Перевод книги выполнен И.В. Альтовским (гл. 4, 15); А А. Григорья- ном (гл. 5, 10); К.П. Дубровиным (гл. 2, 3, 6, 7); АТ. Морозовым (гл. 8, 9) и А.В. Чувелевым (предисловие автора, гл. 1, И, 13). Ю.Ф. Чернилин
ПРЕДИСЛОВИЕ АВТОРА Настоящая книга является результатом прочитанных лекций по ядер- ной энергетике и опубликованных работ в этой области за последнее время. Лекционный материал готовился для следующих курсов: мате- риалы ядерных реакторов, ядерные топливные циклы, теория термоядер- ного синтеза и использование радиоактивных изотопов в технике. Опуб- ликованные работы в основном были посвящены материалам ядерных реакторов (деления и синтеза, а также радионуклидных источников), безопасности, экономике ядерных реакторов, конструкции тепловыде- ляющих элементов и корпусам гетерогенных реакторов деления, термо- ядерной плазме и первым стенкам в термоядерном реакторе, эффектам облучения материалов ядерных реакторов деления, синтеза и радио- нуклидных электрогенераторов, радиационному распуханию, охрупчи- ванию и температуре облучения, эффектам коррозии твэлов, корпу- сов под давлением, первых стенок и радионуклидных источников. Данная книга, во-первых, может быть использована как учебник для студентов и аспирантов в США и за границей и, во-вторых, как справоч- ник для исследователей, работаюющих в области ядерной энергетики. С точки зрения практического применения материалов ядерных реак- торов вопросы технического характера в конструировании реактора и выборе материалов имеют принципиальное значение- Материалы, используемые в ядерных реакторах, особенно топливо, могут: 1) изменять свои ядерные, физические, химические, тепловые и механические свойства в условиях интенсивного облучения в течение эксплуатации в реакторе и 2) воспроизводить новое топливо в боль- шем количестве, чем было израсходовано в быстром реакторе-размно- жителе. Изменения в указанных свойствах оказывают влияние на кон- струкцию, эксплуатацию и безопасность ядерного реактора. Воспроиз- водство (бридинг) ядерного топлива может увеличить топливные ре- сурсы ядерной энергетики. Учитывая возрастающие потребности в энергии, в частности ядерной энергии, поиск и разработка новых или улучшенных реакторных мате- риалов, так же как и экологически чистых, безопасных и экономичных способов выработки электроэнергии, приобретут большую важность. В то же время использование неисчерпаемого источника дешевой энер- гии позволит сделать экономичными некоторые процессы получения син- тетических топлив, например ожижение и газификацию угля. На основании опыта преподавания курсов материалов ядерных реак- торов в гл. 1—12 книг» освещены все основные компоненты и материа- лы ядерных реакторов или источников. В гл. 13—15 рассмотрены неко- торые специальные вопросы, касающиеся использования относительно 5
усовершенствованных материалов. Все математические выкладки, ис- пользованные в книге, приведены в простейшей математической форме. Я хочу выразить свою признательность моим многочисленным друзьям и стундентам, оказавшим мне неоценимую помощь во время написания и подготовки рукописи к печати. Я также хочу с благодар- ностью отметить любезность Аргоннской национальной лаборатории, Ок-Риджской национальной лаборатории, Эймской национальной лабо- ратории (работающей по программе университета штата Айовы), Хэн- фордской лаборатории технического развития, Принстонской лабора- тории физики плазмы, Ливерморской лаборатории им. Лоуренса, элек- трической корпорации Westinghouse, компании General Electric, ком- пании General Atomic, ядерной компании Exon и другим, которые пре- доставили возможность использовать свои фотографии, иллюстрации и пр. Наконец, я хочу выразить горячую признательность своей семье, ко- торая помогала мне в работе всегда, когда это было нужно. Автор
ГЛАВА 1 ЯДЕРНАЯ ЭНЕРГИЯ И МАТЕРИАЛЫ 1.1. ЯДЕРНАЯ ЭНЕРГИЯ Энергия (тепловая энергия и тепло), выделенная в ходе реакции де- ления или синтеза или при излучении ядерного (радионуклидного) источ- ника и превращенная в полезное тепло, механическую работу или электро- энергию, принято называть ядерной энергией. В зависимости от характе- ристик ядерных реакций или источников излучения различают три основ- ные вида ядерной энергии: ядерная энергия деления [1—5]; ядерная энергия синтеза [6,7] и энергия излучения радионуклидов [8]. Энергия, выделяемая при делении или расщеплении ядер тяжелых элементов, таких как уран и плутоний в ходе цепной ядерной реакции, называется ядерной энергией деления. Энергия, высвобождаемая в про- цессе синтеза при очень высоких температурах ядер легких элементов, таких как изотопы водорода дейтерий и тритий и тд., — ядерной энергией синтеза. Энергия, выделяемая при распаде, например, таких радионукли- дов, как 6оСо, 90Sr, 238Pu, 245Am и др., — энергией излучения радио- нуклидов. Основные частицы, испускаемые в ходе ядерного распада, состоят из а-частиц (атомов гелия), /3-частиц (электронов и позитронов), 7-лучей (или фотонов). Вся энергия ядерного излучения выделяется в конечном счете в виде тепла или тепловой энергии, которую можно использовать для совершения механической работы или для выработки электроэнергии. 1.2. ЭНЕРГИЯ ДЕЛЕНИЯ Среди трех основных видов ядерной энергии наиболее изученной яв- ляется энергия деления. Конструирование, сооружение и эксплуатация многих ядерных реакторов деления в мире за последние годы, доказа- ли безопасность и экономичность использования ядерной энергии для крупномасштабного производства электроэнергии. 1.3. ТИПЫ РЕАКТОРОВ ДЕЛЕНИЯ Ядерные реакторы деления можно классифицировать по-разному. В основе классификации могут лежать следующие факторы: 1) область энергии (кинетической) нейтронов; 2) назначение реактора; 3) вид топ- лива или теплоносителя реактора. Однако основным фактором является кинетическая энергия нейтро- нов, вызывающих основную долю делений ядер в ходе цепной реакции. В зависимости от энергии нейтронов различают реакторы на быстрых нейтронах; промежуточные реакторы или реакторы на надтепловых нейтронах; реакторы на тепловых нейтронах, в которых наибольшую 7
Рис. 1.1. Типичное расположение оборудования и вспомогательных устройств на АЭС: 1 - хранение свежего топлива; 2 - хранение отработавшего топлива; 3 - паро- генератор; 4 - система понижения давления; 5 - здание реактора; 6 - аварий- ная система охлаждения активной зоны; 7 - центральный пульт управления; 8 - турбогенератор; 9 - корпус вспомогательного оборудования; 10 - подача пара к турбогенератору; 11 - водяной насос; 12 - ядериый реактор; 13 — система контроля и управления активной зоной долю делений вызывают соответственно быстрые, надтепловые и тепло- вые нейтроны. Среди них наиболее разработанным является реактор на тепловых нейтронах. Реакторы на тепловых нейтронах вырабатывают основную часть ядерной энергии в мире. По своему назначению реакторы делятся на энергетические для вы- работки электроэнергии [1,3—5]; исследовательские для проведения экспериментов и испытаний материалов [9,10]; учебные для обучения студентов основным реакторным экспериментам [11—14]. Энергетический реактор имеет, как правило, большие размеры и высо- кий уровень установленной электрической мощности для достижения экономичного производства электроэнергии. На рис. 1.1 показано рас- положение оборудования и вспомогательных устройств на атомной элект- ростанции. По виду топлива или теплоносителя различают: 1) газоохлаждаемый (с графитовым замедлителем) реактор GCR, усовершенствованный газоохлаждаемый реактор AGR, высокотемпературный газоохлаждае- мый реактор HTGR и газоохлаждаемый быстрый реактор-размножи- тель GCFBR с относительно низким уровнем вырабатываемой мощнос- ти, использующие природный или слабо обогащенный уран [15-18]; 2) легководный реактор (с водой под давлением) PWR; с кипящей водой BWR, использующий слабо обогащенное 235U топливо и воду в качестве теплоносителя [1—5, 19, 20]; 3) тяжеловодный реактор, ис- пользующий в качестве топлива природный уран, замедлителя - тяже- 8
лую воду, теплоносителя — обычную или тяжелую воду [4, 19]; 4) жид- кометаллический быстрый реактор-размножитель, использующий в ка- честве топлива плутоний и уран, а теплоносителя — жидкий металл (нат- рий) [4, 19]. Среди перечисленных выше реакторов основной вклад в выработку электроэнергии на АЭС вносят легководные реакторы. 1.3.1. Газоохлаждаемые (с графитовым замедлителем) реакторы GCR. Концепция газоохлаждаемого реактора GCR была впервые реали- зована в первом производящем плутоний реакторе СР-I еще в 1943 г. Дальнейшее развитие реакторы GCR получили в 1956 г., когда в Вели- кобритании был создан реактор типа Calder Hall двойного назначения: для наработки плутония и производства электроэнергии. В дальнейшем аналогичные реакторы создавались и в других странах мира. На рис. 1.2 изображен продольный разрез АЭС с типичным реактором Calder Hall. Тепловыделяющие элементы реакторов изготовляются из природного урана в металлической оболочке и помещаются в цилиндрические труб- ки из магниевого сплава магнокс (см. ниже п. 6.6.2). Теплоносителем служит диоксид углерода СО2, циркулирующий под давлением между Рис. 1.2. Продольный разрез типичного газоохлаждаемого энергетического реак- тора типа Calder Hall: 1 - полярный кран; 2 - здание реактора; 3 - механизм загрузки топлива; 4 - трубопроводы перегретого пара; 5 - основные трубопроводы пара; 6 - актив- ная зона; 7 - испаритель; 8 - трубопроводы подпитки испарителя; 9 - газодув- ки; 10 - выходной канал газодувки; 11 - опорная решетка; 12 - теплоизоляция; 13 - газовый зазор; 14 - продольный кабельный канал 9
активной зоной реактора и парогенератором. Пар подается в систему турбогенератора, где происходит выработка электроэнергии. Ввиду относительно низкой точки плавления металлического урана (7пл = ИЗО °C) и химической реакции между СО2 и графитом С мак- симальная температура для данного типа реактора поддерживается око- ло 345 °C. В результате рабочие температуры, давление, общий тепловой КПД АЭС и ее электропроизводительность не велики. Для увеличения указанных характеристик были предложены и раз- работаны два существенно различных подхода. Реализация этих подхо- дов привела к созданию двух новых типов реакторов GCR: усовершен- ствованного газоохлаждаемого реактора AGR и высокотемпературно- го газоохлаждаемого реактора HTGR. Реактор AGR был сконструирован, разработан и опробован в Вели- кобритании и некоторых других странах. Тепловыделяющие элемен- ты изготавливаются из слабо обогащенных (массовое содержание со- ставляет от 1,2 до 1,5%) таблеток UO2, запрессованных в трубки из бе- риллия или нержавеющей стали. Теплоносителем служит гелий или ди- оксид углерода, замедлителем - графит [21]. Указанные изменения при- вели к значительному росту рабочих температур, давления, общего тепло- вого КПД АЭС и ее мощностных характеристик. Реактороы AGR выра- батывают основную долю электроэнергии на АЭС Великобритании (ос- новная электрическая компания — Центральное управление по электро- производству, CEGB). Концепция HTGR разработана и опробована на реакторных стендах по теплопередаче и экспериментальном гаэоохлаждаемом реакторе [17, 23] и была впоследствии продемонстрирована на реакторах HTGR на АЭС Peach Bottom и Fort St. Vrain [17, 24]. Топливо HTGR состоит примерно (массовое содержание) : 14% — 235 U, 1% - 238U, 85% - 232Th в форме соответствующих карбидов, распределенных в графитовом замедлителе. Топливо помещают в оболочку из плотного, непроницае- мого пиролитического графита, который наносится на внешнюю поверх- ность каждой топливной сборки. На рис. 1.3 показана принципиальная схема типичной атомной энергоустановки (АЭУ) с HTGR. На рис. 1.4 изображена схема активной зоны реактора и системы подачи пара АЭС (см. рис. 1.3). Конструкция и эксплуатационные характеристики основ- ных компонентов АЭС с GCR проанализированы и обсуждены в [25]. Концепция газоохлаждаемого быстрого реактора-размножителя GCFBR рассматривается как альтернативная концепция быстрого ре- актора с жидкометаллическим теплоносителем LMFBR [18]. 1.3.2. Легководный реактор LWR. Реакторы LWR бывают двух ти- пов- с водой под давлением PWR и с кипящей водой BWR. До настоящего времени эти реакторы разрабатывались как основ- ные для гражданских целей. Первый (в США) гражданский энергети- ческий реактор PWR мощностью 60 МВт (эл.) вступил в эксплуатацию в декабре 1957 г. на АЭС в Шипиннг Порте, штат Пенсильвания. Разра- ботка PWR основывалась на ранее принятом выводе, что вода под давле- нием будет поддерживать стабильную работу реактора, в то время как кипящая вода может эту стабильность нарушить. 10
Рис. 1.3. Принципиальная схема энергетической установки с HTGR (компания General Atomic): 1 — парогенератор; 2 - активная зона; 3 - корпус реактора из предварительно напряженного бетона; 4 - гелиевая газодувка; 5 — теплообменник, парогенератор; 6 - насос питания испарителя; 7 - насос питательной воды; 8 - насос конденсата; 9 - конденсатор; 10 - турбогенератор; 11 - ступень высокого давления паровой турбины; 12 - ступень среднего давления паровой турбины; 13 — ступень низкого давления паровой турбины Рис. 1.4. Активная зона и паропроизводящая система HTGR: 1 - каналы предварительного напряжения; 2 - вспомогательный теплообмен- ник активной зоны; 3 - тепловая защита; 4 - активная эона; 5 - вспомогатель- ная газодувка; 6 - корпус из предварительно напряженного бетона; 7 — приводы регулирующих стержней и каналы загрузки топлива; 8 — регулирующие стержни; 9 - газодувка; 10 - топливные сборки; 11 - парогенератор; 12 - вертикальные предварительно напряженные крепления; 13 - опора корпуса 11
Топливом для PWR служит слабо обогащенный (массовое содержа- ние от 2,5 до 4%) UO2 в оболочке из циркониевого сплава циркалой-4. Для выравнивания энергораспределения и во избежание возникнове- ния пиков в PWR используется так называемая гетерогенная система загрузки топлива. Активная зона состоит из ТВС с соответствующим обогащением и отдельных ТВС с природным или обедненным U, а так- же с внутренним и внешним бланкетами из природного урана (UO2); в PWR применяются различные системы загрузки активной зоны, рас- смотренные в [27, 28]. Реактор с кипящей водой BWR первоначально разрабатывался на ос- нове экспериментов на реакторных стендах BORAX I, II, III, т.д. и экс- периментального реактора EBWR в Аргоннской национальной лабора- тории в 1956 г. Первый демонстрационный BWR, сооруженный на АЭС в Дрездене, к югу от Чикаго, штат Иллинойс, вступил в эксплуатацию в 1960г., мощность реактора 200МВт (эл.). Топливом BWR также служит слабо обогащенный (массовое содер- жание от 1,5 до 3%) UO2 в оболочке из циркалоя-2, аналогичного по составу циркалою-4, используемому для изготовления твэлов PWR. Для выравнивания энергораспределения в активной зоне BWR применяют трехзонную систему загрузки топлива. В основном степень обогащения топлива как в PWR, так и BWR про- порциональна радиусу активной зоны, т.е. степень обогащения возрас- тает с увеличением радиуса. Вода или пар используются в качестве за- медлителя, отражателя, теплоносителя, экранирующего материала (для нейтронов) и рабочего тела в PWR или BWR [29, 30]. На рис. 15 изображено продольное сечение типичной АЭС с PWR, а на рис. 1.6 представлоаа принципиальная схема активной зоны и систе- Р и с. 1.5. Продольный разрез АЭС с реактором PWR (компания Westinghouse): 1 - вход охлаждающей воды; 2 - градирня; 3 - турбинный зал; 4 - подогре- ватели теплоносителя; 5 - трубопровод; 6 — ядерный реактор; 7 - парогенера- торы; 8 — здание реактора; 9 — полярный кран; Ю — охлаждающий бассейн от- работавшего топлива; 11 — компрессор; 12 — хранение топлива; 13 — корпус реактора 12
Рис. 1.6. Активная зона и ядерная паропроизводящая система реактора FWR: 1 - ядерный реактор; 2 - здание реактора; 3 - регулирующие стержни; 4 - парогенератор; 5 - активная зона; 6 - циркуляционный насос первого контура; 7 - паропровод; 8 - система турбогенератора; 9 - подвод охлаждающей воды конденсатора; 10 - конденсатор; 11 - циркуляционный насос второго контура мы подачи пара в PWR. На рис. 1.7 показано продольное сечение пере- движной плавучей АЭС с PWR. На рис. 1.8 и 1.9 представлено продоль- ное сечение корпуса типичного PWR с детальным изображоаием обору- дования и системы циркуляции теплоносителя. Нужно отметить, что показанный на рис. 1.7 конденсатор представляет собой специальное оборудование, обеспечивающее годовым запасом льда для конденса- ции сбросного пара. Сбросный пар выделяется при понижении давле- ния теплоносителя в первом контуре плавучей АЭС. При использова- нии конденсатора для конденсации сбросного пара требуется очень не- большое занимаемое пространство. Рис. 1.7. Продольный разрез плавучей энергетической установки с PWR: 1 - лайнер; 2 - аккумулятор; 3 — на- сос первого контура; 4 — впускные две- ри; 5 - конденсатор; 6 - стальная обо- лочка; 7 - бетонный защитный корпус; 8 - полярный кран; 9 - парогенератор; 10 - защита привода регулирующих стерж- ней; 11 - ядерный реактор; 12 - компрес- сор 13
Рис. 1.8. Продольный разрез корпуса PWR (компания Westinghouse): 1 — проушина для захвата; 2 — высокая балка; 3 - верхняя поддерживающая плита; 4 — консоль опоры внутренних деталей; 5 - корпус активной зоны; 6 - дополнительная опора; 7 - впускной патрубок; 8 — верхняя плита активной эоны; 9 — тепловая защита; 10 — корпус реактора; 11 — радиальная опора; 12 — ко- ваная нижняя часть корпуса; 13 - направляющие регулирующих стержней; 14 — механизм привода регулирующих стержней; 15 - контрольно-измерительные уст- 14
00 о 00 Рис. 1.10. Разрез реакторного здания BWR: 1 - тороидальная камера снижения давле- ния; 2 - основание реактора; 3 - активная зона; 4 — сепаратор пара; 5 - мостовой кран; 6 - корпус реактора; 7 - здание реак- тора; 8 — хранилище топлива; 9 - тепловая защита здания; 10 - сухой колодец; 11 - защитный экран; 12 - металлическая обо- лочка; 13 — уровень земли Рис, 1.9. Схема циркуляции теплоносителя в PWR: 1 - корпус, несущий давление; 2 - впускной патрубок; 3 - защитные трубки регулирующих стержней; 4 - привод регулирующего стержня; 5 - регулирующий стержень; 6 - выпускное пространство; 7 - выпускной патрубок; 8 - крепеж- ная плита ТВС; 9 - ТВС; 10 - корпус активной зоны; 11 - каркас активной зоны; 12 - опора активной зоны; 13 - наконечники контрольно-измерительных прибо- ров На рис. 1.10 изображены активная зона, сухой колодец реактора и ка- мера подавледия давления BWR. В случае аварии с прорывом главного трубопровода пар из реактора попадает в сухой колодец и оттуда по спе- циальным каналам в камеру подавления давления, где произойдет его конденсация. На рис. 1.11 показано продольное сечение корпуса BWR с детальным изображением оборудования. Схема движения теплоноси- теля и пара в BWR приведена на рис. 1.12. ройства термопар; 16 — верхняя крышка; 17 - тепловая рубашка; 18 - наружная трубка управляющего стержня; 19 - стопорные пружины; 20 - центрирующее устройство; 21 - направляющая трубка регулирующего стержня; 22 - канал при- вода регулирующего стержня; 23 - регулирующий стержень (выведенное состоя- ние) ; 24 - выпускной патрубок; 25 - дефлектор; 26 - прокладка; 27 - топлив- ные сборки; 28 - нижняя плита активной зоны; 29 - смеситель потока; 30 - опо- ры активной зоны; 31 — гильзы контольных датчиков 15
Рис. 1.11. Разрез корпуса BWR (компания General Electric): 1 - размещение приводов регулирующих стержней; 2 — герметизирующие коль- цевые прокладки; 3 - струйный насос; 4 — впускной патрубок охлаждающей воды; 5 - датчики слежения за нейтронным потоком в активной зоне; 6 — распылитель активной зоны; 7 - крепление кожуха эоны; 8 - водосборник распылителя актив- ной эоны; 9 — верх кожуха; 10 - распылитель питательной воды; 11 — проушины захвата экранирующей насадки; 12 — выходной патрубок пара; 13 - пароперегре- ватель; 14 — проушины захвата пароперегревателя; 15 - верхняя крышка реак- тора; 16 - верхний выпускной клапан; 17 - направляющие опоры пароперегревате- ля и кожуха эоны; 18 - сепаратор пара и паропровод в сборе; 19 - впускной патру- бок питательной воды; 20 - верхняя направляющая топливных сборок; 21 - канал 16
Рис. 1.12. Схема циркуляции воды и пара в корпусе реактора BWR: 1 — циркуляционный насос; 2 - струйный насос; 3 - коллектор раз- водки труб; 4 - вход питательной во- ды; 5 - оболочка активной зоны; 6 - верхняя крышка корпуса; 7 - паропровод; 8 - сепаратор пара; 9 - ТВС; 10 - циркуляционная труба; 11 - нижнее пространство; 12 - кана- лы охлаждения; 13 - сушильная ка- мера; 14 — паровой колпак 1.3.3. Тяжеловодный реактор HWR. Концепция HWR была продемон- стрирована на ядерном реакторе NPD в Канаде. Цель создания NPD (или NPD-2) — проверка возможности определить технологические параметры эксплуатации АЭС с HWR типа CANDU [31, 33]. Уникальная особенность реакторов CANDU заключается в том, что каналы с HWR располагаются в горизонтальном направлении и специальное устройство позволяет осуществлять перегрузку топлива в процессе эксплуатации реактора. Другими словами, процесс перегрузки может осуществляться простой заменой стержней ТВС в каналах без остановки реактора. Это важное преимущество реакторов CANDU, являющихся реакторами канального, а не корпусного типа, как LWR. На рис. 1.13 показан разрез реакторного здания типичного реактора CANDU с размещенным в нем оборудованием. Теплоносителем реакто- ра служит тяжелая (или обычная) вода, подаваемая под давлением по горизонтальным каналам, замедлителем — охлажденная тяжелая вода, топливом - таблетки диоксида природного урана UO2. Тяжеловодный отражатель, выполняющий также функцию защитного экрана, объединен с замедлителем. Реакторный бак из нержавеющей стали имеет на кон- цах защитные экраны, через которые проходят топливные каналы реак- тора, изготовленные из циркалоя-2. Каналы циркуляции теплоносите- ля также изготовлены из циркалоя-2 с наконечниками из нержавеющей охлаждения топливных сборок; 22 — ТВС; 23 — регулирующие стрежни; 24 — крепление топлива; 25 - вход теплоносителя в пучок ТВС; 26 - экранирующая оболочка активной зоны; 27 — плита активной зоны; 28 — ограничитель скорости; 29 — выходной патрубок охлаждающей воды: 30 нащинДранци труба регулирую- щего стержня; 31 - опора реакторе 17
ч s s Рис. 1.13. Разрез здания реактора CANDU [ AECLJ: 1 - бак тяжелой воды; 2 - поджигающие и поглощающие стержни; 3 - испари- тели; 4 - главные насосы первого контура; 5 - герметичная перегородка; 6 - вспомогательное оборудование первого контура; 7 - паросборники; 8 - здание реактора (герметизированное); 9 - воздушный замок; 10 - зона обслуживания загрузочного механизма реактора; 11 - зона контроля активности; 12 - зона контроля потока воздуха; 13 - хранилище отработавшей смолы; 14 - бак сброса пара; 15 - экранирующий бак; 16 — канал сброса давления; 17 - ионные камеры; 18 - затвор сброса пара; 19 - герметичная панель стали. На рис. 1.14 изображен продольный разрез активной зоны, топ- ливных каналов и оболочки бака. Реакторный бак представляет собой сосуд из нержавеющей стали, усиленный снаружи кольцами жесткости. В дне сосуда находится отводное отверстие. Бак содержит несколько сот каналов из циркалоя-2 и два внутренних трубопровода. Размеры каналов и самого бака зависят от конструкционных параметров. 18
Рис. 1.14. Разрез активной зоны реактора CANDU 1 - распылительный охладитель бака тяжелой воды; 2 - гелий на продувку; 3 - инспекционный люк; 4 - гелиопровод; 5 - кольцевое ребро жесткости; 6 - оболочка бака тяжелой воды; 7 - питательные трубки; 8 - подвески защитного торцевого экрана; 9 — подвески тяжеловодного бака; 10 - плита с отверстиями для каналов; 11 - топливо; 12 - поджигающие стержни; 13 - поглощающие стерж- ни; 14 - канал, несущий давление; 15 - каналы бака тяжелой воды; 16 - коллек- тор замедлителя; 17 - выходная трубка замедлителя; 18 - индикаторы уровня воды; 19 - входная трубка замедлителя; 20 - переходный участок; 21 - сбор- ник воды охлаждающего распылителя; 22 - сбросной и расширительный баки системы распылительного охлаждения; 23 - сбросный бак (пара); 24 - переход ная секция воды охлаждающего распылителя; 25 - водоотводные желоба; 26 - конструкция элементов жесткости; 27 - защита конструкций жесткости; 28 - кольцо защитного торцевого экрана; 29 - тепловая защита; 30 - соединения рас- ширителя; 31 - охлаждающие трубки защитного торцевого экрана, 32 - торце- вой защитный экран; 33 - защитная пробка; 34’ - герметизирующая насадка; 35 — концевые соединения труб; 36 - слив сбросного бака
Интересно проследить за дальнейшим развитием реакторных про- грамм CANDU и SGHWR, которая была разработана в Швеции и Вели- кобритании {34, 35]. Конструкция реактора SGHWR заметно отлича- ется от конструкции CANDU: SGHWR имеет вертикально расположен- ные ТВС и несущий давление реакторный корпус. 13.4. Быстрый реактор-размножитель с жццкомегаллическим тепло- носителем LMFBR. Реактор типа LMFBR является первым быстрым реактором, применяемым в гражданских целях. Основными особен- ностями реактора являются: наработка топлива (нового топлива про- изводится больше, чем расходуется); высокое удельное энерговыделение (из-за отсутствия замедлителя); небольшая активная зона вследствие высокой энергонапряженности; более низкий запас реактивности на вы- горание по сравнению с энергетическими реакторами на тепловых нейт- ронах (см. п. 6.4.1) [36,37]. Прототипом быстрого реактора-размножителя FBR был эксперимен- тальный быстрый реактор EBR-I, введенный в эксплуатацию в 1951 г., в то же время EBR-I стал первым реактором, превратившим энергию ядерного излучения в электричество. В 1963 г. вступил в эксплуатацию экспериментальный реактор EBR-II с тепловой и электрической мощностью соответственно 62,5 и 20 МВт [39, 40]. На этом реакторе были испытаны материалы и был приобретен большой опыт эксплуатации быстрых реакторов. Топли- вом для EBR-II служит смесь 48—51% 23sU и 45—48% 238U с добавка- ми делящихся радионуклидов (Mo, Zr, Ru и тд.) и плутония, получае- мого по пирометаллургическому методу. Теплоносителем является жид- кий натрий. Основные структурные компоненты, такие как корпус ре- актора, оболочки твэлов и каналы циркуляции теплоносителя, изготав- ливаются из нержавеющей стали. Основное назначение EBR-II состоит в том, чтобы продемонстрировать техническую возможность масштаби- рования бридерной системы быстрого реактора типа Fast Flux Test Facility (FFTF) и способствовать дальнейшему пониманию принципов построения и масштабирования энергетической системы быстрого реак- тора типа Clinch River Breeder Reactor (CRBR). На рис. 1.15 показаны основные компоненты первого контура EBR-II, находящиеся в корпусе реактора или натриевом баке [43]. Пер- вый контур состоит из реактора, системы подачи жидкого натрия, элек- тромагнитных насосов и трубопровода, теплообменника и системы пере- мещения и хранения топлива. На рис. 1.16 показана схематичная компоновка EBR-II. Конструкция тепловыделяющей сборки (ТВС) активной зоны реактора изображена на рис. 1.17. ТВС состоит из трех секций: верхнего бланкета, собствен- но топлива и нижнего бланкета. Секция топлива состоит из 91 цилиндри- ческих твэлов пространственно расположенных по принципу треуголь- ной кристаллической решетки вдоль одного из ребер с внешней стороны каждого твэпа. Твэлы удреживаются вместе, так как их концы закреп- лены специальным креплением на шестигранной оболочке ТВС. На рис. 1.18 показана система загрузки топлива EBR-II (загрузка, перегрузка и перемещение топлива). После того как отсоединены и под- 20
Рис. 1.15. Основные компоненты реактора EBR-I1: 1 — теплообменник; 2 - электромагнитный насос; 3 - униполярный генератор; 4 - механизм привода регулирующих стержней; 5 - камера перегрузки топлива; 6 - уровень жидкого натрия; 7 - хранение топлива; 8 - нейтронная защита; 9 - насос теплоносителя бланкета зоны воспроизводства няты механические приводы регулирующих стержней, удаляется крышка реакторного бака и активная зона готова к операции замены топлива. Параметры конструкции и реакторные материалы, выбранные для реакторов FFTF и CRBR, похожи. На рис. 1.19 показана компоновка АЭС с реактором CRBR, состоящая из реакторного здания и вспомога- тельных сооружений. На рис. 1.20 представлена схема реактора CRBR - активная зона реактора, механические приводы регулирующих стерж- ней, контрольные сейсмические устройства, системы перемещения и хра- нения топлива, системы безопасности и т.п. [42]. Каждая ТВС актив- ной зоны содержит 217 (U, Ри)О2-твэлов. Кроме указанных реакторов EBR-II FFTF и CRBR в мире эксплуати- руются еще три прототипа энергетического быстрого реактора-размножи- 21
Рис. 1.16. Схема реактора EBR-П: I - входное пространство бланкега; 2 - вход теплоносителя активной зоны; 3 — выход теплоносителя; 4 - крышка реакторного бака; 5 — нейтронная защи- та; б - защита реактора; 7 - выходное пространство; 8 - центральный бланкет; 9 — верхний бланкет; 10 — внутренний бланкет; 11 - активная зона; 12 — нижний бланкет; 13 - внешний бланкет; 14 - реакторный бак; 15 - опорные решетки; 16 — вход теплоносителя бланкега; 12 - входное пространство активной зоны Рис. 1.17. Тепловыделяющая сборка реактора EBR-11: 1 — вид на топливный элемент по А-А; 2 — разрез по сееению В-В; 3 - разрез по сечению С-С; 4 — верхний наконечник; 5 — секция верхнего бланкега; 6 - секция активной эоны; 7 - секция нижнего бланкега; 8 - нижний наконечник 22
Рис. 1.18. Система за- грузки топлива ЕВ R-II: 1 — реактор; 2 - за- хватный механизм; 3 - захват; 4 - механизм привода регулирующих стержней; 5 - поворот- ный пробки; 6 - пере- даточное nnwo; 7 — топ- ливный элемент во вре- мя переноса; 8 - храни- лище топливных элемен- тов; 9 - реакторный бак Рис. 1.19. План размещения АЭС с реактором CRBR 1 - насосная охлаждающей воды; 2 - зона технического обслуживания; 3 - бетонная площадка; 4 - парогенераторный зал; 5 - корпус обслуживания реакто- ра; б - очистные сооружения; 7 - реактор; 8- проходная; 9 - главный пульт управления; 10 - вспомогательйая зона здания; 11 - зал дизельного генератора; 12 - цистерны с мазутом; 13 - вспомогательная галерея; 14 - цистерна конденса- та; 15 - цистерна хранения деминерализованной воды; 16 - башня аварийного охлаждения; 17 - распределительное устройство 161 кВ; 18 - резервное распре- делительное устройство 161 кВ; 19 - бак продувной очистки; 20 - зона очистки загрязненной воды; 21 - зона хлорирования; 22 — зона размещения электрообо- рудования; 23 - зона обращения с радиоактивными отходами; 24 - здание об- служивания АЭС; 25 - здание реактора; 26 - зал турбогенератора; 27 - мастер- ские; 28 — гр»пирни
Рис. 1.20. Схема реактора CRBR: 1 - нижний входной модуль; 2 - опорная плита активной зоны; 3 - поддерживающая конструкция активной зоны; 4 - система перегрузки и хране- ния топлива; 5 - каркас активной зо- ны; 6 - горизонтальный дефлектор; 7 - смесительная камера; 8 - опор- ная колонна; 9 — труба; 10 — уро- вень жидкого натрия; 11 - верхняя часть подъемного механизма; 12 - при- вод основного регулирующего стержня; 13 - привод регулирующего стержня; 14 - опорная конструкция защиты; 15 - направляющий канал регулирую- щего стержня; 16 - отражательная плита; 17 - пробка механизма перегруз- ки топлива; 18 — внутренние детали реактора; 19 - радиальный замок; 20 - узел управления; 21 — ТВС; 22 - активная зона; 23 - оболочка актив- ной зоны; 24 - выходной объем; 25 - входной объем теля с жидкометаллическим теплоносителем, а именно Phenix во Фран- ции, БН-350 в СССР и быстрый реактор PFR в Великобритании. В ходе их эксплуатации выявились общие проблемы, связанные с парогенерато- рами, промежуточными теплообменниками, образованием трещин и те- чей в сопле реакторного корпуса [44], а то время как собственно реак- торы работали хорошо. Все три имели коэффициенты готовности 80—90% в течение всего периода эксплуатации. Для лучшего понимания представленных выше реакторных схем на рис. 1.21 показаны упрощенные схемы АЭС с основными типами энер- гетических реакторов деления. 24
PWR 1 BWR ES] Пар к турбине ЕЮ Вода из конденсатора. Рис. 1.21. Упрощенные схемы АЭС с основными типами ядерных реакторов: 1 - вода под давлением; 2 - корпус реактора; 3 - парогенератор; 4 - топлив- ные каналы; 5 - теплообменник, парогенератор; 6 - газ; 7 - газодувка; 8 - жид- кий металл; 9 - промежуточный теплообменник 1.4. ПЕРСПЕКТИВЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ТЕРМОЯДЕРНОЙ ЭНЕРГИИ Естественная ядерная энергия синтеза Солнца, или солнечная энер- гия, выделяемая в ходе ядерных реакций синтеза в виде светового и теп- лового излучений, известна давно. Искусственные, т.е. созданные чело- веком, реакции синтеза (в водородных бомбах) были с успехом опро- бованы в 50-х годах. С тех пор непрерывно продолжались теоретические и экспериментальные исследования управляемого термоядерного син- теза. До сих пор, однако, научная обоснованность управляемого термо- ядерного реактора (УТР) так и не была продемонстрирована. 25
Если удастся достигнуть устойчивого состояния плазмы (ионизиро- ванного газа при высокой температуре), то надежды на использование термоядерной энергии, особенно в дейтерий-тритиевом УТР, могут стать реальностью. Основное термоядерное топливо - дейтерий, тяжелый изотоп водоро- да, является составной частью обычной воды. Таким образом, источник термоядерной энергии неисчерпаем. Более того, термоядерные реакции приводят к образованию лишь незначительного количества радиоактив- ных продуктов. Следовательно, захоронение радиоактивных отходов не составит трудностей. С точки зрения физики плазмы, скорее всего, дейтерий-тритиевый термоядерный реактор будет первым из УТР. Первая (вакуумная) стен- ка реактора, удерживающая плазму, испытывает очень высокие темпе- ратуры и мощную бомбардировку донами и нейтронами. Таким образом, выбор материала первой стенки УТР представляет собой непростую проб- лему. Сплав ниобия был предложен как идеальный материал первой стен- ки. Однако ниобий—элемент редкий и чрезвычайно дорогой. Экспери- ментальные данные о сплавах ниобия остаются неудовлетворительны- ми. Помимо материала первой стенки, для УТР требуются также струк- турные, теплоотводящие, экранирующие и другие материалы, которые также необходимо разработать в будущем. Для улучшения устойчивости плазмы было предложено и опробова- но несколько управляемых термоядерных устройств. На основании теоретическихи экспериментальных данных была создана индукцион- ная разрядная система, состоящая из большого токамака (с тороидаль- ной обмоткой) и двойного магнитного зеркала. Индукционную разряд- Р и с. 1.22. Схема термоядерной установки типа токамак: 1 - полоидальные магнитные катушки, перпендикулярные полоидальному маг- нитному полю; 2 — тороидальное магнитное поле; 3 - полоидальные магнитные катушки; 4 — стальное ярмо трансформатора; 5 — первпная обмотка; 6 — первая стенка (вакуумная камера); 7 — результирующее магнитное поле; 8 — тороидаль- ный электрический ток (вторичный ток); 9 - плазма; 10 - проводящая оболоч- ка; 11 - диагностическое окно 26
Рис. 1.23. Схема тороидальной плазмы внутри стенки (вакуумной камеры) то- камака. Результирующее винтовое магнитное поле в токамаке (а) и плазменный шнур и магнитные поля (б): 1 — вштовое магнитное поле; 2 — результирующее винтовое магнитное поле; 3 - вертикальное магнитное поле (формируется с внешней стороны тора); 4 - тороидальное магнитное поле; 5 - проводящая оболочка; 6 - плазма; 7 — полои- дальное магнитное поле; 8 — ось тороида; 9 - тороидальный электрический ток Рис. 1.24. Разрез бланкета термоядерного реактора: 1 — теплоноситель, замедлитель и материа- лы бланкета (Li или LijBeF^; 2 — радиа- ционная защита и теплоизоляция; 3 — маг- нитная катушка и криогенная эона; 4 - био- логическая и тепловая защита; 5 — бланкет; 6 - каналы циркуляции теплоносителя; 7 - первая стенка; 8 — проводящая оболочка; 9 - внутренняя керамическая оболочка; 10 - высокий вакуум; 11 - зона плазмы ную систему можно представить как трансформатор, в котором индук- ционная катушка выполняет роль первичной обмотки, а плазма — вто- ричной. Принципиальная схема типичного токамака показана на рис. 1.22. Удерживающее и стабилизирующее плазму магнитное поле состоит из тороидального поля, полоидалыюго поля и вертикального поля тока- мака. Указанные поля ориентированы под прямым углом друг к другу, (рис. 1.23). На рис. 1.24 изображен продольный разрез банкета термо- ядерного реактора [45]. 13. РАДИОНУКЛИДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО ЭНЕРГИИ И ЕЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ Тепло, выделяемое при распаде радиоактивных изотопов, можно использовать как источник для получения электрической энергии на космических кораблях или в удаленных участках на суше и на море, где централизованное энергоснабжение невозможно. На рис. 1.25 по- казаны основные радионуклидные источники тепла. 27
Радионуклидные источники тепла. Продукты деления Неразделенные Частично Высоко продукты переработанные очищенные деления продукты нуклиды деления(смешанные) К|<г 1,7 с S Произведенные в реакторе источники тепла. ’Н 21«Ро 227Дс z2*Th *"Рц 2МСт 2**Ст ”sr 1**се 1MRu wPm Рис. 1.25. Систематика радионуклидных источников тепла Интересное применение для производства энергии нашло излучение радионуклидов в программе по разработке систем запасных ядерных источников электропитания SNAP [46]. Основной целью программы является разработка компактных, легких, надежных ядерных электро- генерирующих устройств для космоса, океана и суши. Некоторые ха- рактеристики радионуклидных электрогенераторов приведены в табл. 1.1. Программа SNAP и предложенные устройства построены на большом числе разнообразных концепций, с учетом различных назначений и тд. Нечетные номера в программе SNAP были введены для идентификации устройств, заряженных радиоактивным топливом (использующих теп- ло радиоактивного распада радионуклидов). Так, например, SNAP-3 в 1959 г. с успехом продемонстрировал возможность осуществления атом- ного аккумулятора. Атомный аккумулятор, заряженный а-источником 210Ро, обеспечивал электрическую мощность 2,5 Вт. SNAP-7, исполь- зующий в качестве топлива 90 Sr, настроен на производство различных уровней электрической мощности в береговых службах навигации, ав- томатических гидрометеорологических станциях. SNAP-27, заряжен- ный 238Ри, был разработан для выработки 50-70 Вт (ап.) тепловой Теплоизоляция Конструкционный материал й Защита Топливо Топливная капсула (сталь) Защита Преодразователь энергии (термоэлектрический) Защита Оболочка, корпуса и электрической энергии, необходи- мой для обеспечения работы экс- периментального оборудования на поверхности Луны (проект ’’Апол- лон”). Конструкция типичного ра- дионуклидного генератора энергии схематично изображена на рис. 1.26. Рис. 1.26. Сечение радионуклидного термоэлектртеского источника энергии 28
Таблица 1.1. Некоторые характеристики и области применения радионуклидных источников энергии Номер об- разца SNAP Назначение и принцип дейст- вия Мощ- ность, Вт Масса, кг Топливо Срок службы, лет Применение 1 Для космоса, турбогенерато- ров, цикл Рен- кина, Hg 500 159 144Се 1/6 Разведыватель- ный спутник 1А Для космоса, термоэлектри- ческий 125 91 ,44Се 1 Тоже ЗВ То же 24 2,3 210Р0 1/4 Для доказатель- ства принципа действия ЗВ (мо- ,* дифици- роваиный) 27 2,1 ззврц 5 Спутники 7А Наземный, термоэлектри- ческий 11,6 850 90Sr 10 Навигацион- ные бури 7В То же 68 2090 90Sr 10 Навигацион- ные огни 7С »♦ 11.6 850 90Sr 10 Метеостанции 7Д *« 68 2090 90Sr 10 Плавучие ме- теостанции 7Е м 6,5 1020 90Sr 10 Тоже 9 « 25 12,3 238Pu 5 Навигацион- ные спутники И 25 13,6 242Cm 1/4 Топография прилунения, научные экс- перименты 13 Наземный, термо ионный 12,5 1,8 242Cm 1/4 Для доказа- тельства прин- ципа действия 15 Наземный, термо электри- ческий 0,001 0,5 ^Pu 5 Плавучие ме- теостанции 17 То же 30 20-25 90Sr 5-10 Спутники связи 19 « 25 21 238Pu 1-3 Межпланетный регистрацион- ный зонд 21 Подводный, термоэлектри- ческий 10 230 90Sr 5 Плавучие метео- станции 27 Для космоса, 50 15 238Pu 238Pu 1-3 При прилунении термоэлектри- ческий 70 18 1-3 на космжеских кораблях ’’Апол- лон” 29
Рагтипнуклидные генераторы энергии, создаваемые для их специаль- ного применения в космосе, океане и на суше, компактны и надежны в работе независимо от погодных условий и географического место- положения. В медицине радионуклидные генераторы энергии применяют- ся при открытых операциях на сердце как наиболее надежные датчики сердечной активности. Согласно закону теплового распределения Стефана—Больцмана ско- рость распространения тепла пропорциональная четвертой степени аб- солютной температуры. Температура тепловыделения радионуклидного генератора будет также высока. Поэтому при создании радионуклидных генераторов энергии используют керамическое топливо, например ’°Sr1O3, 238PuO2, 238PuC, теплоотражающие контейнеры и радиаторы, термостойкие структурные материалы [8]. 1.6, ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К ВЫБОРУ ЯДЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ Материалы для ядерного реактора выбирают с учетом требований, предъявляемых к данному реактору. Наиболее важными свойствами, которые следует учитывать при вы- боре ядерных материалов, являются ядерно-физические характеристи- ки, поведение частиц и выгорание — потребление топлива; физические свойства (например, плотность и фазовый переход); тепловые свойства (включая тепловое расширение, теплопередачу, использование и унос тепла); механические и структурные свойства (прочность и усталост- ное растрескивание); химические эффекты (примеси и коррозионное растрескивание); устойчивость к облучению. Также важно, чтобы АЭС имела свою систему безопасности, средства защиты окружающей сре- ды и как можно более длительный срок безаварийной эксплуатации основных компонентов. Подбор наиболее экономически доступных ядер- ных материалов, способных выдерживать коротковолновое облучение и такие условия эксплуатации, как радиационное распухание, радиацион- ное охрупчивание, высокие температуры и давления и тд., требует опыта проектирования, строительства и эксплуатации. Таким образом, для правильного выбора ядерных материалов необ- ходимо сочетание большого экспериментального опыта с пониманием сложного взаимодействия ядерно-физических, физических, тепловых, механических, радиационных и химических свойств ядерного реактора. 1.7. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Предложено, опробовано и разработано множество концепций и уст- ройств, использующих основные категории ядерной энергии, т.е. энер- гии деления, энергии синтеза и энергии излучения радионуклидов. Сре- ди них наибольшее развитие получили реакторные системы на основе энергии деления, используемые для масштабной выработки электроэнер- гии. В дальнейшем они получат еще большее развитие. Высоким потен- циалом обладает термоядерная энергия. Радионуклидные генераторы 30
энергии для космических, морских и наземных целей доказали свою надежность как энергоисточники. Поэтому вопрос побора материалов для ядерных энергетических систем является жизненно важным. Предложены различные концепции гибридного термоядерного реак- тора на основе комбинаций между ядерным реактором деления и управ- ляемым дейтерий-тритиевым (D-Т)-термоядерным реактором (исполь- зующим нейтроны), если последний станет реальностью. Достоинством гибридного реактора является возможность использовать нейтроны, особенно выделяемые в ходе D-T-реакций в термоядерном реакторе, для обеспечения реактора деления. В результате не только ядерная энер- гия деления и синтеза используется для выработки электроэнергии, но и нарабатываются новые топлива: плутоний и тритий. В то же время по- лучаемые в ходе эксплуатации гибридного реактора изотопы могут быть регенерированы, разделены и использованы в радионуклидных генерато- рах энергии. Поэтому свойства ядерных материалов, используемых в гибридных реакторах и радионуклидных генераторах, очень важны. ГЛАВА 2 СВОЙСТВА РЕАКТОРНЫХ МАТЕРИАЛОВ И ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К НИМ ТРЕБОВАНИЯ 2.1. ТЕХНИЧЕСКОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ И ВЫБОР МАТЕРИАЛОВ ЯДЕРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ Техническое проектирование включает творческое использование научной и технологической информации. Проектирование ядерного реак- тора (реактора деления или термоядерного реактора) или радионуклид- ного генератора предполагает разработку новых идей в области исполь- зования нейтронных источников или ядерной энергии в мирных цепях. При проектировании ядерной установки выбор материалов является логической процедурой, в ходе которой достигается удовлетворение требований, связанных с назначением, техническими характеристиками и ожидаемой работоспособностью конструкции реактора или генератора. При выборе требуемых ядерных материалов необходимо учитывать свойства или характеристики материалов и их изменение в присутствии интенсивного излучения. 2.2. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К СВОЙСТВАМ ЯДЕРНЫХ МАТЕРИАЛОВ При рассмотрении свойств материалов, используемых в ядерных реакторах (реакторах деления и термоядерных реакторах), можно выде- лить: 1) общие их свойства, или основные характеристики и 2) специ- фические свойства материалов, или особые характеристики. К основным характеристикам, как правило, относятся обычные техни- ческие свойства материалов, которые необходимы для большинства инженерных конструкций: механическая прочность, пластичность, кон- струкционная прочность, соединяемость, обрабатываемость, коррознон- 31
ная стойкость, характеристики теплопередачи, термическая стабильность; совместимость с другими материалами. Сюда же следует отнести доступ- ность материала и стоимость его производства. Специфические свойства, которые должны иметь материалы ядерных реакторов, связаны с наличием источников ядерного излучения и особых условий работы реакторной системы. Свойства материалов деталей реак- торов могут сильно изменяться под воздействием облучения. К ним относятся: нейтронные характеристики, наведенная радиоактивность, радиационная стабильность и др. Как общие, так и специфические свойства материалов ядерных реак- торов могут изменяться под действием механической и термической об- работок, используемых при их изготовлении. Иногда кроме перечислен- ных выше общих и специфических свойств необходимо иметь дополни- тельные характеристики используемых материалов (например, знать сопротивление износу). 2.3. АНАЛИЗ ОБЩИХ СВОЙСТВ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ИХ ВЫБОРЕ ДЛЯ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ Обсудим свойства материалов, представляющие наибольший интерес при их выборе. 2.3.1. Механическая прочность, пластичность, вязкость и конструк- ционная прочность. Механическая прочность представляет собой способ- ность элементов конструкции выдерживать напряжения, обусловленные действием внешних или эксплуатационных нагрузок. В, общем случае механическая прочность элементов конструкции должна обеспечивать- ся при любых условиях эксплуатации ядерного реактора. Мерой механи- ческой прочности конструкции являются напряжения, возникающие в ней под действием эксплуатационных нагрузок. Пластичность характеризует способность материала течь или испыты- вать постоянную деформацию перед окончательным разрушением при растяжении. Абсолютной меры пластичности нет, однако в качестве пока- зателей пластичности обычно используются относительное удлинение и относительное сужение. Чем больше эти показатели, тем пластичнее ма- териал. Пластичность - свойство, противоположное хрупкости, однако для большинства материалов ядерных реакторов резкой грани между ними нет. Вязкость характеризует способность материала выдерживать без раз- рушения ударные нагрузки (механические или термические). Хотя удар- ная вязкость и не является абсолютной мерой, ее используют для оцен- ки вязкости. Иногда под вязкостью понимают сочетание высокой меха- нической прочности и большой пластичности материала. Под конструкционной прочностью понимается механическая стабиль- ность конструкции, например герметичность твэлов и целостность регу- лирующих стержней в ядерном реакторе. Узел или деталь в реакторе мо- гут сохранить свою конструкционную прочность, если они обладают достаточными механической прочностью, пластичностью, вязкостью и механической стабильностью, чтобы выдержать жесткие условия работы. 32
2.3.2. Соединяемость, обрабатываемость и коррозионная стойкость. Соединяемость характеризует способность отдельных кусков материа- ла соединяться друг с другом с помощью стандартных методов сборки, сварки, соединения заклепками и тд. При изготовлении корпусов реак- торов и твзлов характеристики соединяемости материалов корпусов и твзлов имеют первостепенное значение. Огромные противоаварийные оболочки реакторов приходится изготавливать в полевых условиях. Обрабатываемость материала характеризует его способность изме- нять форму под действием таких механических операций, как резание, фрезерование, прокатка и ковка. Чем податливее металл, тем более тон- кий листовой материал можно приготовить из него путем обработки дав- лением. Конструкционные узлы реакторов можно изготавливать только из материалов, обладающих хорошей соединяемостью и обрабатываемо- стью. При выборе материалов непременно должна приниматься во внима- ние коррозия, которой могут быть подвержены любые металлические конструкции, находящиеся в контакте с агрессивными жидкостями (жидкий или газообразный теплоносители). Значение необходимой кор- розионной стойкости зависит главным образом от условий эксплуата- ции. Непредсказуемое резкое изменение скорости коррозии нежелатель- но, и его следует избегать. Сварные соединения и механически обрабо- танные участки корпусов реакторов, оболочек твзлов, систем трубопро- водов и других конструкций легководных реакторов относительно чув- ствительны к коррозии в водяном теплоносителе. На базе экспериментальных результатов и накопленного опыта экс- плуатации можно установить следующие простые критерии коррозион- ной стойкости: сохранение чистоты твердых поверхностей и жидкого теплоносителя; предотвращение отложений химических соединений на твердых поверх- ностях и отсутствие примесей в жидком теплоносителе; предотвращение образования течей в замкнутых системах, трубопро- водах, каналах и тд.; защита сварных соединений и механически обработанных участков от коррозионного воздействия как в статических, так и в динамических условиях; обеспечение необходимых механических, термических и других харак- теристик материала в течение всего срока службы, если коррозия не- избежна; снижение до минимума влияния облучения на скорость коррозии; исключение окисления твердых поверхностей во время облучения при высоких температурах. Интенсивное облучение и высокотемператур- ное окисление могут ускорить коррозию ядерного материала. 2.3.3. Способность к теплопередаче, термическая стабильность и со- вместимость материалов. Существуют три основных способа передачи тепла: теплопроводность, конвекция и тепловое излучение. Два первых играют главную роль при конструировании ядерного реактора и при вы- боре материалов. Поэтому коэффициенты теплопроводности, темпера- 2 —Зак. 702
туропроводности и теплопередачи путем конвекции тепла, характеризую- щие основные теплофизические свойства материала, также играют важ- ную роль. Тепло, которое генерируется в ядерном реакторе главным образом в топливе, необходимо эффективно отвести и использовать с помощью систем парогенераторов и турбогенераторов для получения электричес- кой энергии. Процессы отвода и использования тепла с целью генериро- вания электроэнергии на АЭС требуют применения реакторных материа- лов с хорошей способностью к теплопередаче. Термическая стабильность является важным свойством материалов, работающих при повышенных температурах. В большинстве практичес- ких случаев механическая прочность, конструкционная прочность и ко- розионная стойкость материалов конструкций и трубопроводов пони- жается с повышением температуры [1]. Особенно сильно уменьшается теплопроводность оксидов урана и плутония при приближении к их точ- кам плавления, когда ядерный реактор работает на высоком уровне мощности. Кроме того, теплоноситель может испаряться с образованием сложного двухфазного потока и сам становится нестабильным при вы- соких температурах. Таким образом, высокая термическая стабильность материалов существенна для безопасной работы ядерных реакторов. Все элементы и все компоненты в данной реакторной системе должны быть совместимы друг с другом. Другими словами, материалы, выбран- ные для каждого элемента и каждого компонента системы, должны согласованно функционировать должным образом. Например, в легко- водном реакторе материал корпуса под давлением должен быть совмес- тим с теплоносителем, а материал оболочки с материалами топлива и теп- лоносителя. Коррозионная стойкость материалов корпуса реактора и оболочек твэлов должна быть достаточно высокой, так чтобы конструк- ционные материалы и теплоноситель были совместимы и нормально функционировали в течение всего срока службы. 2.3.4. Доступность и стоимость. Доступность материалов и их стои- мость являются основными экономическими характеристиками, кото- рые следует учитывать при техническом проектировании и выборе ма- териалов. Не имеет значения, что материал обладает желаемыми свой- ствами или идеально подходит для инженерной конструкции, он дол- жен быть коммерчески доступен и иметь относительно низкую стои- мость. Например, для осуществления управляемой термоядерной реак- ции необходимо изготавливать магниты из сверхпроводящего материа- ла для того, чтобы магнитные поля могли удержать термоядерную плаз- му. Однако в настоящее время сверхпроводящие материалы (Nb3Sn или NbTi) настолько дефицитны и их стоимость настолько высока, что обычная лаборатория по физике плазмы не может позволить себе ис- пользовать их. При выборе материалов в процессе проектирования ядерного реак- тора на основании многих факторов необходимо найти компромиссное решение. Вероятно, конечной стадией проектирования и выбора мате- риалов является экономическая оценка, в процессе которой рассмат- риваются главным образом доступность и стоимость. 34
2.4. АНАЛИЗ СПЕЦИФИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ИХ ВЫБОРЕ ДЛЯ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ В ходе проектирования и эксплуатации в любой отрасли техники к свойствам материалов предъявляются специфические требования. В ядерной технике специальные требования к материалам включают ядер- ные характеристики, наведенную радиоактивность, химические взаимо- действия, взаимную диффузию и легкость переработки топлива. 2.4.1. Ядерные свойства материалов. Нейтроны играют наиболее важ- ную роль в ядерном реакторе деления. К ядерным свойствам относятся главным образом характеристики поглощения нейтронов при делении и при захвате и характеристики их рассеяния или столкновения. Вероят- ность поглощения или рассеяния нейтронов описывается сечением погло- щения и сечением рассеяния соответственно. К ядерным свойствам мате- риалов различных элементов ядерных реакторов деления, т.е. к мате- риалам топлива, конструкционным материалам, материалам замедлите- ля, отражателя, эоны воспроизводства, теплоносителя, защиты и системы регулирования, предъявляются разные требования. Например, в целях экономии нейтронов конструкционные материалы должны иметь неболь- шое сечение поглощения нейтронов. 2.4.2. Наведенная радиоактивность. Поглощение тепловых или быст- рых нейтронов материалом ядерного реактора может привести к ядер- ным превращениям и образованию новых (стабильных или радиоактив- ных) нуклидов. Излучение (а- и 0-частиц, у-квантов и тд.), обусловлен- ное ядерными превращениями и образованием нуклидов, определяется термином наведенная радиоактивность. Желательно, чтобы наведенная радиоактивность характеризовалась небольшим периодом полураспада и низкой энергией излучения. В случае образования долгоживущих радио- активных нуклидов с высокой энергией у-излучеиия [1] могут возник- нуть проблемы при обслуживании, ремонте и проверке оборудования и выполнении экспериментальных исследований в условиях интенсив- ного излучения. Наведенная радиоактивность может приводить к выделению тепла при распаде (в дополнение к теплу, выделяющемуся в процессе облу- чения) в корпусе ядерного реактора деления и в стенке вакуумной ка- меры или в первой стенке термоядерного реактора. Тепло, выделяющее- ся при распаде, можно использовать в качестве полезного источника в радионуклидном генераторе энергии, однако для первой стенки термо- ядерного реактора оно нежелательно. 2.4.3. Радиационная стабильность, химическое взаимодействие и взаим- ная диффузия. Осколки деления и нейтроны оказывают наибольшее влияние на изменение свойств материалов в процессе их облучения в ядер- ном реакторе. Осколки деления обладают очень высокой энергией, но малой длиной пробега, и поэтому физические изменения, обусловленные действием осколков деления, сосредоточены главным образом в мате- риале ядерного топлива. В результате большинство радиационных эф- фектов или радиационных повреждений в реакторных материалах воз- никает вследствие бомбардировки материалов нейтронами и особенно быстрыми нейтронами. 2* 35
К основным радиационным эффектам в топливных материалах от- носятся радиационный рост, рост при термическом циклировании, ра- диационное распухание и радиационная ползучесть [2]. Что касается конструкционных материалов, то влияние облучения на них в основном проявляется в растрескивании и усталости при термическом циклиро- вании, радиационном распухании и радиационной ползучести [3]. Радиа- ционное распухание, радиационная ползучесть, а также растрескивание и усталость при термическом циклировании могут лимитировать радиа- ционную стабильность топливных и конструкционных материалов [4-15]. В процессе послереакторного исследования образцов твзлов, облу- ченных при высоких температурах (температура наружной поверхнос- ти оболочки более 500 °C, температура оксидного топлива более 1500 °C), часто наблюдаются химические взаимодействия и взаимная диффузия между топливом и оболочкой. При наличии высоких кисло- родных потенциалов, адсорбированных газовых примесей и газообраз- ных продуктов деления оксидное топливо низкой плотности более чув- ствительно к химическому взаимодействию и взаимной диффузии меж- ду топливом и оболочкой, чем оксидное топливо высокой плотности при тех же или эквивалентных условиях эксплуатации. Этот факт мо- жет иметь существенное значение, когда дело касается коэффициентов теплопроводности или теплопередачи в зазоре между топливом и обо- лочкой. Такую зависимость можно объяснить тем, что межкристаллит- ное взаимодействие, по-видимому, связано с механизмом переноса в паровой фазе, скорость которого увеличивается с повышением темпе- ратуры топлива и увеличением числа открытых пор. Продукты деления (Cs, Cd, Mo, Zr и тд.) диффундируют из внешней зоны топливных таб- леток в прилегающую оболочку, тогда как некоторые элементы мате- риала оболочки (аустенитная нержавеющая сталь для твзлов быстрых реакторов-размножителей с жидкометаллическим теплоносителем) диф- фундируют к поверхности топливных таблеток. Аналогичное химичес- кое взаимодействие и взаимную диффузию можно обнаружить и в облу- ченных твэлах исследовательских и легководных энергетических реак- торов. Химические взаимодействия и взаимная диффузия, как правило, приводят к ухудшению конструкционной прочности и радиационной стабильности твзлов, которые в течение всего срока службы облучают- ся при высоких температурах. 2.4.4. Возможность переработки топлива. Ядерное топливо, исполь- зуемое в исследовательском или энергетическом реакторе, имеет огра- ниченный срок службы и требует химической переработки. Основная цель переработки заключается в извлечении ценных делящихся мате- риалов — урана и плутония из отработавших твзлов. Отработавшие твэ- лы требуют химической переработки по следующим причинам. 1. Реактивность реактора падает и становится слишком низкой из-за сгорания делящегося материала и накопления продуктов деления, по- глощающих нейтроны. 2. Твэл постепенно повреждается под действием коррозионных, тер- мических, радиационных и механических эффектов (радиационное рас- 36
пухание и радиационная ползучесть). Переработка отработавшего топли- ва экстракционными методами используется в широких масштабах для ядерных реакторов деления, поскольку она позволяет легко из- влекать такие ценные материалы, как уран и плутоний (уран-плутоние- вый топливный цикл). Поэтому к материалам топлива и оболочки предъявляются требования, касающиеся легкости переработки топлива. 2Л. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЭВМ ДЛЯ ВЫБОРА МАТЕРИАЛОВ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ РЕАКТОРОВ В этом случае, например, для данного ядерного топлива быстрого реактора-размножителя с жидкометаллическим теплоносителем могут быть выбраны подходящие конструкционные материалы и материалы оболочек с помощью ЭВМ на базе общих свойств, специфических свойств и характеристик совместимости, требуемых в конструкции. На рис. 2.1 показана схема выбора конструкционных материалов с помощью ЭВМ для различных условий работы реактора LMFBR. Рис. 2.1. Схема выбора конструкционных материалов при проектировании реак- тора LMFBR 2.6. АНАЛИЗ КОНСТРУКЦИИ С ПОМОЩЬЮ ЭВМ На рис. 2.2 приведена схема анализа реакторных компонентов с по- мощью вычислительной программы для конструкционных или топлив- ных материалов. 37
Рис. 2.2. Схема анализа элементов конструкции при использовании конструкцион- ного или топливного материала 2.7. ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ ПРОГРАММА Основная вычислительная программа ISUNE-2 (программа универ- ситета штата Айова, используемая в ядерной технике), была разработана и используется с 1970 г. для выбора материалов реакторов LMFBR, а так- же для анализа конструкции реакторов, работоспособности и безопас- ности твэлов этих реакторов [16—18]. Эта программа состоит из ряда подпрограмм, предназначенных для ввода дополнительной информации, необходимой в процессе выполнения вычислительных операций. В 1974 г. были разработаны и используются вычислительные программы от ISUNE-2 до ISUNE-5, для реакторов LWR и LMFBR [19,20]. 38
2Л. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Основные требования к общим и специфическим свойствам материа- лов ядерных реакторов были рассмотрены для ознакомления с принци- пами проектирования ядерных конструкций и выбора материалов и ос- вещения сложных взаимосвязей между свойствами материалов и усло- виями эксплуатации этих материалов в ядерном реакторе. В цепом выбор материалов ядерных реакторов зависит от назначе- ния конструкции, условий эксплуатации, имеющегося опыта и инже- нерных решений. Окончательный выбор материалов ядерных реакторов представляет собой компромиссное решение, принимаемое после рас- смотрения всех факторов. Материалы ядерных реакторов и особенно материалы топлива, кон- струкционные материалы и материалы органов регулирования работают в условиях высоких температур, больших термических градиентов и ин- тенсивного излучения. Требования к общим и специфическим свойст- вам этих материалов имеют большое значение при проектировании ядер- ной конструкции и выборе материалов. Общие и специфические свойства материалов ядерного реактора долж- ны обеспечить безопасную и экономичную работу ядерной энергетичес- кой системы. Такими свойствами являются ядерные, физические, тепло- физические, механические, металлургические, коррозионные и другие свойства, требуемые для материалов ядерных реакторов. Однако основ- ного внимания для большинства материалов ядерных реакторов заслужи- вают ядерные, физические, теплофизические и механические свойства. ГЛАВА 3 ОСНОВНЫЕ КОМПОНЕНТЫ И МАТЕРИАЛЫ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ ДЕЛЕНИЯ 3.1. КЛАССИФИКАЦИЯ МАТЕРИАЛОВ ЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ ДЕЛЕНИЯ Ниже приведена классификация основных компонентов ядерных реакторов деления и перечислены главные материалы ядерных реакто- ров деления [1]: Компонент Материал Ядерноетопливо U, Ри Элементы конструкций Замедлитель и отражатель в Циркониевые сплавы, малоуглеродистые ста- ли, нержавеющие стали, никелевые сплавы тепловых реакторах Зона воспроизводства и отра- С (графит), тяжелая и легкая вода, Be жатель в быстрых реакторах Элементы органов регулирова- Обедненный U, Th, Be, С (графит) ння........................... В4С, Cd, Hf, Н3ВО3, выгорающие погло- тители Теплоноситель................. Не, COj, легкая вода, тяжелая вода, жид- кие металлы (NaK, Na) 39
Рис. 3.1. Схема расположения первич- ных компонентов в ядерном реакторе с противоаварийной оболочкой: 1 - внереакторная система прибор- ного контроля; 2 - внутриреактор- ная система контроля; 3 — регулирую- щие элементы (стержни); 4 - отража- тель; 5 — тепловая защита; 6 — выход теплоносителя (пар); 7 - зона воспро- изводства или замедлитель; 8 - топли- во в активной зоне; 9 — защита; 10 — противоаварийная оболочка; 11 — си- стема аварийной защиты, камера для сброса давления; 12 - корпус реакто- ра; 13 - вход теплоносителя; 14 - теплоноситель, замедлитель Защита........................ Легкие, средние и тяжелые элементы или соединения Системы безопасности....... Система сброса давления, системы аварий- ного охлаждения активной зоны, системы приборного мониторирования Большое число вспомогательных материалов может использоваться при создании первичных компонентов в зависимости от различных ти- пов ядерных реакторов деления (см. § 1.3). На рис. 3.1 схематично пред- ставлено расположение первичных компонентов в ядерном реакторе. 3.2. ЯДЕРНЫЕ ТОПЛИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ [2-5] Ниже перечислены делящиеся и воспроизводящие ядерные топлив- ные материалы: Делящиесяматериалы Воспроизводящие материалы 233ц 238U 235ц 232Th 239pu Основным ядерным топливом является 23SU, который встречается в природе в ограниченном количестве. Изотопный состав природного ура- на приведен в табл. 3.1. Таблица 3.1. Изотопный состав природного урана Массовое число Массовое содер- жание, % Масса изотопа» а.е.м. Период полурас- пада, лет 234 0,0058 234,0409 2,60 • 10s 235 0,720 235,0439 8,50-10® 23» 99,274 238,0508 4,51 • 10’ 40
233U (период полураспада 1,6 10s лет) и 239Pu (период полураспа- да 24 360 лет) являются искусственными делящимися материалами, кото- рые можно получить в процессе захвата нейтронов воспроизводящими материалами, т.е. 232Th й 238U соответственно. Приведенные ниже ядер- ные реакции не только описывают получение изотопов, но и являются ос- новой топливных циклов ядерных энергетических реакторов: уран-плутониевый топливный цикл или цикл на смешанном уран- плутониевом топливе: 29®U + о"1 -------* 292и + г, 23»U -2~—---------► 2|?Np + (Г; • 2^NP 23 Д--Я------>234Ри+0-, торий-урановый топливный цикл 232Th + ои*-------> 22oTh + г, 23 мни------► 291₽а + 0"5 р 27,6 дня 23,3Ра (3.1) (3.2) 233U + 0“. Эти ядерные реакции могут протекать при нейтронном облучении в реак- торе. Фактически в большинстве ядерных энергетических реакторов в настоящее время используется топливо в виде обогащенного 235U или смешанное уран-плутониевое топливо, образующееся в уран-плутоние- вом топливном цикле. Торий-урановый топливный цикл еще хорошо не разработан, поскольку в этом топливном цикле продукт ядерных превра- щений 232U, испускающий интенсивное 7-излучение, н нейтроны высоких энергий, образующиеся по реакции (а, л) на легких элементах, требуют дистанционной переработки топлива. Концентрацию изотопа 235U можно повысить с помощью гаэодиффузионного процесса или процесса центри- фугирования для получения топлива, слегка обогащенного 235U для легководных энергетических реакторов или сильно обогащенного для исследовательских реакторов. 39Ри (часто смешанный с 240Ри и 241Ри, также образующихся в результате нейтронного облучения и выделяю- щихся наряду с 239Ри в процессе переработки топлива) применяется в качестве топлива быстрых реакторов-размножителей [6]. Природный уран можно использовать как топливо гаэоохлаждаемых и тяжеловодных (с тяжеловодным замедлителем) реакторов с низкой плотностью энерговыделения (см §3.1). 33. КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ [3,7-11] Из конструкционных материалов изготавливаются оболочки твэ- лов, корпуса реакторов, опоры органов регулирования, каналы для теп- лоносителя, опорные плиты активной зоны (решетки), системы трубо- проводов с теплоносителем и тщ. Основные требования, предъявляемые 41
к конструкционным материалам, приведены ниже: Требования Низкое сечение поглощения (захва- та) нейтронов................... Высокие механическая прочность и пластичность.................... Высокая термическая стабильность (теплостойкость)................ Большая радиационная стабильность Низкая наведенная радиоактивность Хорошие характеристики теплопере- дачи ........................... Высокотемпературная коррозионная стойкость....................... Материалы Zr, Al, Mg, Be Углеродистые стали, нержавеющие стали Специальные сплавы на никелевой основе Тугоплавкие металлы Mo, Ti, Та, W Керамики, ВеО, AI2O3, MgO, SiOj Керметы, ZrSij, SiC-Al Графит, предварительно напряжен- ный бетон Выбор конструкционных материалов, основанный на наиболее важных требованиях, зависит от конкретного типа ядерного реактора (см. гл. 1 и 2). Например, в качестве материалов оболочек твзлов тепловых иссле- довательских реакторов используется алюминий, газоохлаждаемых реак- торов (типа Calder Hall) — магниевые сплавы, легководных и тяжело- водных энергетических реакторов—циркониевые сплавы и быстрых ре- акторов-размножителей типа реактора LMFBR — нержавеющие стали. Металлический уран и оксид урана легко реагируют с воздухом, водой и жидким металлом, которые часто применяются в качестве реактор- ного теплоносителя. Металлические и оксидные урановые топлива кор- розионно нестойки при повышенных температурах. Поэтому то и другое урановое топливо необходимо помещать в оболочку из определенного конструкционного материала, совместимого как с топливом, так и с теп- лоносителем. 3.4. МАТЕРИАЛЫ ЗАМЕДЛИТЕЛЯ, ОТРАЖАТЕЛЯ И ЗОНЫ ВОСПРОИЗВОДСТВА [5,12-19] В тепловом реакторе замедлитель служит для снижения относительно высокой кинетической энергии образующихся при делении нейтронов до уровня тепловой энергии, соответствующей окружающей температу- ре. Радиальные и аксиальные отражатели могут отражать рассеянные или покидающие активную зону нейтроны и направлять их обратно в активную зону как в тепловых, так и в быстрых реакторах. Материалы эон воспроизводства (радиальной и аксиальной), окружающие актив- ную зону, используются для воспроизводства новых топливных мате- риалов путем поглощения покидающих активную эону нейтронов таки- ми воспроизводящими материалами, как 232Th или обедненный 238U. которые специально загружаются в быстрые реакторы-размножители. Ниже приведены основные требования, предъявляемые к ядерным свойствам материалов замедлителей и отражателей, и перечислены основ- ные материалы: 42
Требования Материал Высокое сечение рассеяния нейтронов... DjO, Н2О Большая потеря энергии нейтрона за одно столкновение.......................... Н2, С Низкое сечение поглощения нейтронов.. Be, ВеО При большом сечении рассеяния замедлителя и отражателя столкно- вение нейтронов с ядрами замедлителя происходит часто и под больши- ми углами, а средняя длина свободного пробега нейтронов в процессе замедления относительно мала, в результате чего сводятся к миниму- му утечка нейтронов и их потери. Лучшими материалами замедлителей и отражателей являются тяжелая вода, легкая вода и водородсодержащие материалы, графит, бериллий и оксид бериллия. Требования, предъявляемые к материалам зоны воспроизводства в быстром реакторе, совершенно отличаются от требований, которые предъявляются к материалам замедлителей и отражателей в тепловом реакторе. Материалы зоны воспроизводства быстрого реактора должны быть воспроизводящими ядерными материалами, иметь высокое сече- ние поглощения нейтронов, иметь низкое сечение рассеяния нейтронов и легко поддаваться переработке. В дополнение к специфическим ядерным свойствам материалы замед- лителей, отражателей и зоны воспроизводства должны обладать некото- рыми характеристиками конструкционных материалов, т.е. они должны иметь необходимую механическую прочность, термическую стабильность, радиационную стабильность, обрабатываемость и коррозионную стой- кость. От замедлителей и отражателей требуются также относительно хо- рошие характеристики теплопередачи для поглощения и рассеяния теп- ловой энергии, выделяющейся при замедлении нейтронов в тепловых реакторах и при захвате нейтронов и радиоактивных распадах в зоне воспроизводства быстрых реакторов. ЗЛ. МАТЕРИАЛЫ ОРГАНОВ РЕГУЛИРОВАНИЯ [20-23] Ядерный реактор деления должен всегда находиться под контролем, т.е. параметры реактора должны всегда лежать в точных пределах. Без- опасная работа реактора может быть осуществлена путем регулирова- ния скорости генерирования нейтронов, скорости потери нейтронов за счет утечки и скорости потери нейтронов за счет паразитного захвата их в активной зоне. В процессе длительной эксплуатации реактора необходимо учиты- вать четыре важные фактора (при рассмотрении органов регулирова- ния или регулирующих стержней) : снижение реактивности при выгора- нии топлива; образование нового топлива в результате облучения нейт- ронами; накопление продуктов деления или поглотителей нейтронов и постепенное выгорание регулирующих стержней. Эти факторы тре- буют принудительной регулировки и прецизионного перемещения регу- лирующих стержней. Обычно применяются следующие регулирующие стержни: стержни тонкой регулировки, стержни грубой регулировки и аварийные стержни. Эти стержни осуществляют соответственно мед- 43
ленное, относительное быстрое и быстрое изменение скорости генериро- вания нейтронов или реактивности в активной зоне. К элементам с относительно высоким сечением поглощения тепло- вых нейтронов относятся Cd (2450 б), В (755 б), Hf (105 б), 1г (440 б) и редкоземельные элементы. Поскольку Hf, Ir и редкоземельные эле- менты являются дорогостоящими материалами, предпочтение в первую очередь отдается Cd и В. Однако ни один из элементов не удовлетворя- ет всем основным требованиям. До настоящего времени для регулирую- щих стержней использовались материалы, содержащие карбид бора (В4С), например В4С — нержавеющая сталь. Такие оксиды редкоземельных эле- ментов, как Еи2О3, Ег2О3 и Gd2O3, иногда добавляются к урановому топливу в качестве выгорающих поглотителей для выравнивания мощ- ности в легководных реакторах (особенно в кипящих реакторах). Спла- вы Hf—Ag и Cd—Ir—Ag, которые являются эффективными поглотителя- ми нейтронов в тепловой и надтепловой областях, используются для про- межуточных реакторов с водой под давлением. Во многих случаях изме- нение реактивности реакторов с водой под давлением осуществляется химическими методами, т.е. путем изменения концентрации борной кислоты Н3ВО3 в водяном теплоносителе. В общем случае регулирова- ние легководных реакторов осуществляется с помощью регулирующих стержней, выгорающих поглотителей и химическим методом. 3.6. ТЕПЛОНОСИТЕЛИ [5,24 - 27] Поскольку основное назначение теплоносителя заключается в удале- нии тепла или тепловой энергии из ядерного энергетического реактора с последующим использованием этого тепла, теплоноситель должен иметь хорошие характеристики теплопередачи. Другими словами, он должен обладать высокой теплопроводностью, низкой плотностью, боль- шой теплоемкостью и низкой вязкостью. Чем ниже плотность, тем мень- ше энергии может потребоваться на принудительную циркуляцию теп- лоносителя. Низкая точка плавления желательна для исключения воз- можности затвердевания теплоносителя, а высокая точка кипения — для уменьшения давления пара и повышения рабочей температуры и коэффициента полезного действия атомной электростанции. Таким образом, материалы реакторных теплоносителей должны иметь хорошие характеристики теплопередачи, низкую точку плавле- ния и высокую точку кипения, низкое сечение поглощения нейтронов, низкую наведенную радиоактивность, высокую термическую и радиа- ционную стабильность, небольшую агрессивность. Основные требова- ния касаются теплофизических, ядерных и химических свойств тепло- носителей. В частности, в легководных реакторах АЭС вода выполняет функции как теплоносителя, так и замедлителя, отражателя, защиты и рабочего тела для производства электроэнергии. Теплоносителями могут быть газы (Не, СО2), жидкие металлы (Na, NaK, Bi, Pb) и вода (Н2О, D2O). 44
3.7. МАТЕРИАЛЫ ЗАЩИТЫ [5,28-30] Материалы защиты, используемые в ядерных реакторах, можно под- разделить на три группы в соответствии с их назначением; 1) тяжелые или относительно тяжелые элементы, предназначенные для ослабления 7-излучения и замедления быстрых нейтронов до энер- гии около 1 МэВ за счет неупругого рассеяния; 2) элементы с более низким массовым числом и их соединения, пред- назначенные для рассеяния и замедления нейтронов с энергиями ниже 1 МэВ за счет упругого рассеяния; 3) легкие элементы, водородсодержащие вещества и бор, предназна- ченные для замедления быстрых нейтронов и их поглощения без вто- ричного у-излучения. В ядерных реакторах наиболее широко распространенными материа- лами как для биологической, так и для тепловой защиты являются сви- нец, железо, бетон, бор и водородсодержащие вещества. Материал, выбранный для защиты, должен замедлять быстрые нейтро- ны, поглощать медленные и тепловые нейтроны, ослаблять первичное 7-излучение, иметь минимальное вторичное 7-излучение. Железо в виде углеродистых или нержавеющих сталей используется до некоторой степени для тепловой защиты активной зоны. Свинец, а также сплавы и соединения свинца используются как материалы биоло- гической защиты для ослабления 7-излучения. Для биологической за- щиты применяют также обычный и специальный бетон, например барит. Бетоны, содержащие воду и минералы тяжелых элементов, могут ос- лаблять нейтроны, первичное 7-излучение и вторичное 7-излучение. Из водородсодержащих веществ обычная вода является наиболее эффектив- ным и наиболее экономичным материалом для защиты от нейтронов. Такие соединения бора, как борная кислота, бура и бораты, можно добавлять к воде для повышения скорости захвата нейтронов при мини- мальном вторичном 7-излучении. При осуществлении свинцово-водной защиты к воде целесообразно добавлять бор, который повышает эффек- тивность защиты от нейтронов и 7-излучения. В специальных случаях для защиты от нейтронов нашел применение борал - материал, состоя- щий из карбида бора (В<С) и алюминия. 3.8. СИСТЕМЫ АВАРИЙНОЙ ЗАЩИТЫ [31, 32] Каждая АЭС должна иметь систему аварийной защиты, достаточную для предотвращения чрезмерного риска для здоровья И безопасности населения в случае возможной гипотетической аварии. Система аварий- ной защиты АЭС может состоять из первичной системы аварийной за- щиты, включающей систему сброса давления, систему аварийного ох- лаждения активной эоны и систему изоляции с противоаварийной обо- лочкой, и вторичной или вспомогательной системы аварийной защиты, включающей резервную систему охлаждения активной зоны, например систему охлаждения активной эоны разбрызгиванием, систему инжек- ции теплоносителя высокого давления, систему самосброса давления, систему удаления остаточного тепла и систему хранения резервного теп- 45
поносителя на АЭС, внутриреакторную и внереакторную систему при- борного контроля, например систему контроля режимов работы реак- тора на мощности, систему контроля пусковых режимов, систему кон- торой» промежуточных режимов и тд., систему контроля герметичнос- ти, например систему контроля герметичности оболочек твзлов, систе- му контроля герметичности патрубков корпуса реактора, систему кон- троля герметичности трубопроводов для теплоносителя и тд., и систе- му аварийной защиты при землетрясениях и ураганах. Система сброса давления состоит из: 1) сухого колодца, имеющего коническую или цилиндрическую форму и сделанного из облицован- ного сталью предварительно напряженного бетона; 2) камеры для сбро- са давления, сделанной из предварительно напряженного бетона, обли- цованного сталью, в виде сосуда тороидальной формы, соединенного с днищем корпуса реактора и имеющего предохранительный клапан (пру- жинного типа) для автоматического сброса давления в случае повыше- ния и пульсации давления в результате аварии; 3) системы для контро- ля температуры и давления в сухом колодце и камере для сброса давле- ния в сочетании с системой хранения реакторного теплоносителя в ре- зервуаре. Система аварийного охлаждения активной зоны оборудована емко- стью для хранения теплоносителя, изготовленной из предварительно напряженного бетона со стальной облицовкой, предохранительными клапанами аварийной защиты (срабатывающими при чрезмерном изме- нении параметров) и механизмом регулирования в случае аварии с по- терей теплоносителя. Внутриреакторная и виереакторная системы приборного контроля предназначены для регистрации любых ненормальных ситуаций в ак- тивной зоне реактора и в здании реактора для обеспечения безопасной работы реактора (см. рис. 3.1). В конструкцию реактора, а также в конструкцию АЭС входит систе- ма аварийной защиты при землетрясениях и ураганах. Если горизон- тальное ускорение при землетрясении (измеряемое сейсмографом) или скорость ветра при урагане (регистрируемая манометром) превысят определенные пределы, реактор будет автоматически остановлен. 3.9. АТОМНАЯ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЯ (С РЕАКТОРОМ ДЕЛЕНИЯ) Атомная электростанция с реактором деления имеет следующие ком- поненты. 1) здание реактора с противоаварийной оболочкой, в котором раз- мещены первичные компоненты реактора и системы аварийной защи- ты; 2) здание в котором расположены центральный пульт автоматичес- кого управления АЭС и административные службы АЭС; 3) помещения с парогенераторами и турбогенераторами, предназна- ченными для производства электроэнергии; 4) помещения для таких служб, как служба загрузки топлива, служ- ба выгрузки топлива, служба по ремонту и обслуживанию реактора, служба удаления радиоактивных отходов и тщ.; 46
Здание реактора, _ с противоаварийной оболочкой Вспомогательные службы АЗС и системы аварийной защиты-? Пульт управления Вровень земли Помещение для паро- генераторов и тур во - генераторов \ Портальный ' кран Дизельный источник энергии Участок для удаления радиоактивных отходов I Помещение для реактор- ных служб Промежуточный отсек Вспомогательный отсек Рис. 3.2. Вертикальный разрез типичной АЭС с реактором LMFBR 5) вспомогательные энергетические службы, включая дизельный ис- точник энергии, аккумуляторную, а также насосную станцию и лабора- торию по подготовке и обработке теплоносителя и tjj. В перечисленных зданиях, помещениях и службах используются обыч- ные технические материалы и оборудование. На рис. 3.2 показан вертикальный разрез атомной электростанции с реактором LMFBR. 3.10. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Нормальная работа ядерного реактора деления предполагает совмест- ное действие первичных компонентов реактора, механизмов, выполняю- щих отдельные функции, и систем аварийной защиты реактора. Основ- ной материал или основные материалы, выбранные для того или иного первичного компонента, должны функционировать соответствующим образом. Основной и вспомогательные материалы такого реакторного компонента, как корпус реактора с патрубками для прохода теплоноси- теля, должны всегда правильно функционировать как отдельно, так и при взаимодействии в отношении безопасности работы реактора. Твэ- лы и регулирующие стержни изготавливаются из топливных материа- лов, материалов органов регулирования и конструкционных материа- лов и работают в контакте с материалом теплоносителя. В подобных случаях основные топливные материалы, материалы органов регулиро- вания, конструкционные материалы и материалы теплоносителя, а так- же связанные с ними вспомогательные материалы должны быть совмес- тимыми и должны всегда выполнять свои рабочие функции таким об- разом, чтобы обеспечить безопасность работы АЭС.
ГЛАВА 4 ФУНДАМЕНТАЛЬНЫЕ РАДИАЦИОННЫЕ ЯВЛЕНИЯ В МАТЕРИАЛАХ 4.1. ВВЕДЕНИЕ Уникальной характеристикой рабочей среды ядерного реактора явля- ется интенсивный поток излучения при высокой температуре в активной зоне, который может менять ядерные, физические, тепловые, химичес- кие и механические свойства материалов, в особенности тех ядерных материалов, которые работают в активной зоне продолжительное вре- мя. Эти изменения со временем могут стать значительными, что следует учитывать при конструировании реакторов и соответствующего обору- дования. Ядерное излучение реактора состоит из потоков а-, 0- и у-лучей, нейт- ронов, осколков деления и, возможно, протонов. Влияние ядерного из- лучения на кристаллические твердые тела зависит от кристаллической структуры и природы излучения. В металлах ионизации и возбуждение электронов (3- и у-лучами оказывают малое влияние на их свойства. Напротив, тяжелые частицы — нейтроны, протоны, а-частицы и осколки деления — могут существенно изменять свойства металлов. Кристалло- графические исследования показывают, что тяжелые частицы могут вызвать нарушения или дефекты регулярного расположения атомов в кристаллических твердых металлических и неметаллических телах. 4.2. КЛАССИФИКАЦИЯ ДЕФЕКТОВ КРИСТАЛЛИЧЕСКОГО СТРОЕНИЯ Строение твердых тел изучают, используя дифракцию рентгеновского излучения на кристалле и последующую расшифровку кристаллической структуры. Совершенный кристалл состоит из периодически повторяю- щихся упорядоченных рядов атомов, чье строение удовлетворяет опре- деленным условиям теории пространственных групп или структурной кристаллографии. При механической обработке (холодная деформация или деформационное упрочение) или при облучении тяжелыми частица- ми для описания возникающих отклонений от упорядоченного располо- жения атомов пользуются понятиями несовершенств или дефектов [1,2]. Если отклонение от упорядоченного расположения локализовано в ок- рестности лишь малого числа атомов, то его называют точечным дефек- том. Если же отклонение распространено на некоторую область в кристал- ле, его называют дефектом решетки, поскольку оно создает разрыв не- прерывности в решетке. В кристаллах существуют два типа дефектов решетки: линейные дефекты, распространенные вдоль линий в кристал- лах, и плоские дефекты, занимающие часть некоторой плоскости в решет- ке. 4.2.1. Точечные дефекты. В твердых растворах металлов существуют типичные точечные дефекты: междоузельные атомы, которые являются избыточными атомами в твердых растворах; дефекты Шоттки (отсут- ствие атомов в регулярных положениях); дефекты Френкеля (пары 48
1 2 1 2 Рис. 4.1. Междоу зельный атом (а); дефект Шоттки (6) и дефект Френкеля (в): 1 — избыточный атом; 2 - отсутствие атома Френкеля), образованные из междоузельного атома и вакансии, кото- рую этот атом покинул [3, 4]. На рис. 4.1 показаны точечные дефекты в кристалле. 4.2.2. Линейные дефекты. Дислокация возникает, когда в некоторой плоскости нарушается правильная периодичность расположения атом- ных рядов в решетке кристалла. Существуют два рода линейных де- фектов, относящихся к дислокациям: краевая или тейлоровская ди- слокация, в которой дислокационная линия проявляется как край плос- кости, составленной из атомов и вставленной в кристалл; винтовая дислокация, в которой ряд атомов на практически обычной кристалло- графической плоскости образуют спираль, навитую около некоторого кристаллографического направления. Любую дислокацию всегда мож- но охарактеризовать вектором Бюргерса. Строение винтовой дисло- кации лучше всего видно при трехмерном изображении кристалла. 4.2.3. Плоские дефекты. Если линейные дефекты скапливаются в не- которой плоскости, они могут образовать плоский дефект. Существу- ют три типа плоских дефектов: субграничный дефект - граница раз- ориентировки между двумя соседними идеальными областями одного и того же кристалла; зернограничный дефект — граница зерен между двумя кристаллами в поликристаллическом теле; дефект упаковки — граница между двумя частями кристалла с плотной упаковкой, на кото- рой меняется порядок укладки плоскостей. Большинство материалов (в том числе и материалы ядерных реакторов) состоит из множества случайным образом ориентированных мелких сцепленных друг с дру- гом кристаллов или зерен. Границы между соседними зернами, следо- вательно, должны соответствовать структуре и ориентации всех зерен, составляющих общую границу. Однако структура самих границ зерен может быть искажена. 4.2.4. Дислокации, плоскость скольжения, переползание. Дефекты типа линейных или винтовых дислокаций были первоначально введе- ны для объяснения процесса. пластической деформации, роста кристал- ла, электросопротивления и физических свойств металлических твер- дых тел [5, 6]. Каждой дислокации можно приписать некоторый замк. 49
Рис. 4.2. Винтовая дислокация в кристалле: 1 - контур Бюргерса; 2 - винтовая дислока- ция; 3 - вектор Бюргерса нутый контур, контур Бюргерса, окружающий дислокационную ли- нию. Этот замкнутый контур образуется при обходе вокруг дислока- ции по решетке идеального материала, как это показано на рис. 4.2. Искаженная плоскость, которая содержит дислокационную линию, на- зывается плоскостью скольжения. Край дислокации имеет возможность передвигаться в ее плоскости скольжения за счет того, что расположе- ние атомов только на краю дислокации отличается от расположения двух параллельных рядов атомов в кристалле. Винтовая же дислокация мо- жет двигаться в любой параллельной ей плоскости, поскольку движе- ние винтовой дислокации осуществляется при этом по последователь- ности параллельных рядов атомов. Если краевая дислокация двигается не в плоскости скольжения, то такой процесс называют переползанием. Такое движение обычно сопровождается образованием или поглоще- нием междоузельных атомов или вакансий (точечных дефектов). 4.2.5. Сводка дефектов кристаллического строения. Дефекты (табл. 4.1) могут быть образованы в кристаллах или материалах ядер- Т а б л и ц а 4.1. Дефекты в кристаллах Классификация Тип Описание Точечные де- Междоузельный Смещенный или примесный атом в междо- фекты атом узельаом положении Линейные де- Дефект Шоттки Дефект Френ- келя Краевая дисло- Отсутствие атома в регулярном положении Атом, смещенный в междоузелыгое поло- жение, и образованная прд этом вакансия Ряд атомов, указывающий край кристал- фекты кация лографической плоскости, частично Плоские де- Винтовая дисло- кация Граница субзерея вставленной в кристалл Ряд атомов, около которого обычные кристаллографические плоскости выгля- дят спиралями наподобие резьбы винта Наклонная граница между двумя сосед- фекты Граница зерен Дефект упаковки ними идеальными областями в одном кристалле с малым углом раэориеяти- ровки Граница между двумя кристаллами в по- ликрнсталлическом твердом теле Граница между двумя участками с плот- ной упаковкой, на которой процедура упаковки нарушена 50
ных реакторов за счет механических, тепловых или радиационных явле- ний. В частности, облучение нейтронами в рабочей среде ядерного реак- тора (исследовательского или энергетического) может привести к об- разованию радиационных дефектов или повреждению материалов ядер- ных реакторов [7,8]. 43. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ЯДЕРНОГО ИЗЛУЧЕНИЯ С ВЕЩЕСТВОМ Взаимодействие ядерного излучения высокой энергии с веществом есть сложный процесс, который можно разделить на первичную и вто- ричную стадии. В табл. 4.2 приведены первичные и вторичные эффекты в веществе, вызываемые основными частицами: электронами (/3-излуче- ние), фотонами (7-излучение), а-частицами (а-излучение), протонами и нейтронами. Ядерные превращения, например, за счет реакции ’Ве(р, a)6Li, 27А1(р, 7)28Si, eLi(n, о)4Т, 27А1(л, 7)28А1, ’Ве(а, л)12С, 23 Na (л, 7) 2 4 Na могут приводить к дополнительному изменению свойств материалов ядерных реакторов. Кроме того, осколки деления могут вызвать в топливных материалах довольно серьезные радиационные повреждения. Таблица 4.2. Взаимодействие элементаниых частиц излучении с веществом Частица Основной эффект Другие эффекты Электрон Ионизация Смещение атомов (при высокой энергии) фотон »» То же а-частица »» »» Протон Ионизация и сме- щение атомов Смещение атомов Нейтрон Смещение атомов Ионизация Среди основных частиц следудет выделить нейтроны, особенно быст- рые, которые обладают высокой проникающей способностью, имеют относительно большую массу и играют наиболее важную роль в физи- ке ядерных реакторов деления и, по всей видимости, будут играть в тер- моядерных реакторах с дейтерий-тритиевой плазмой. 4.4. РАДИАЦИОННОЕ ПОВРЕЖДЕНИЕ НЕЙТРОНАМИ Изменение ядерных, физических, тепловых, химических или механи- ческих свойств материалов ядерных реакторов под влиянием интенсив- ного облучения называют радиационными повреждением. Главными ра- диационными эффектами, протекающими в материалах ядерных реакто- ров в результате взаимодействия с основными частицами излучения, являются ионизация и атомные смещения (см. табл. 4.2). Ионизация в металлах быстро релаксирует. Атомные смещения, созданные, например, нейтронами, остаются в качестве 1Ювреждения. Поскольку нейтрон не имеет заряда, он создает радиационое повреждение только при взаимо- 51
действии с ядрами материалов ядерных реакторов. Быстрый нейтрон может передать энергию и импульс ядрам, с которыми он взаимодейст- вует, при этом соударявшиеся с ним ядра смещаются из своих регуляр- ных положений в кристалле (см. § 4.2). При облучении нейтронами из- меняются свойства материалов и существенно снижаются эксплуата- ционные характеристики и срок службы материалов ядерных реакто- ров. Существует несколько типов радиационных дефектов, создаваемых интенсивным ядерным излучением, в частности при облучении быстры- ми нейтронами. 1. Вакансии. Образование вакансионных мест в кристаллической ре- шетке происходит в результате столкновений между быстрыми нейтро- нами и ядрами или атомами. Энергия, передаваемая быстрым нейтро- ном ядру, обычно так велика, что каждое первичное соударение приво- дит к выбиванию атома и последующему каскаду столкновений с обра- зованием вакансий. 2. Междоузельные атомы — это атомы, смещенные при соударениях в междоузельные или нерегулярные неравновесные положения и не ре- комбинировавшие с ближайшими вакансиями. 3. Примесные атомы — образуются при ядерных превращениях в ре- зультате соударений падающих нейтронов с регулярными ядрами мате- риалов ядерных реакторов. Продукты деления, такие как Mo, Zr и Ru (или смесь продуктов деления), образованные в ядерных реакциях деления, являются примесными элементами в ядерных топливах. 4. Ионизация и возбуждение электронов. Нейтроны и т-излучение при их прохождении через вещество могут создавать местную ионизацию и возбуждение электронов, которые могут сообщить ядрам или атомам добавочную колебательную энергию. 5. Температурные или тепловые пики. Атомы в этом случае имеют по сравнению с их обычном состоянием высокие энергии колебаний. Об- ласть, в которой большое число атомов вовлечено в сильно возбужден- ное колебательное состояние, называется температурным пиком. Если колебательное возбуждение относительно невелико, так что в нем участвует лишь небольшое число атомов, или если регулярные положе- ния покинули мало атомов, это слабое колебательное возбуждение на- зывают тепловым пиком. 6. Пик смещения. Представление о пике смещения основано на моде- ли атомных смещений, в которой первично выбитые атомы создают последующие каскады столкновения и достаточно большое колебатель- ное возбуждение позволяет сразу многим атомам покинуть их места в решетке и передвигаться в области пика смещения. Обычно в этой об- ласти имеется много вакансий, междоузельных атомов и других нару- шений кристаллической решетки. 7. Замещающие соударения. После соударения движущегося междо- узельного атома с регулярным атомом налетающий атом падает в вакан- сионное положение и там диссипирует избыточную энергию в виде коле- баний решетки. Происшедший в результате этого соударения и замеще- ния обмен движущегося междоузельного атома с атомом в регулярном положении называют замещающим соударением. 52
Первые три дефекта принято считать основными дефектами кристал- лического строения, возникающими при облучении материалов ядер- ных реакторов нейтронами (см. § 4.2). Последние четыре представляют собой скопления кристаллических дефектов. Результаты экспериментов, проведенных на материалах после облучения, подтверждают феноменоло- гическую картину кристаллических дефектов при радиационном повреж- дении материалов нейтронами. 4Л. ВОЗМОЖНЫЕ МОДЕЛИ МЕХАНИЗМОВ РАДИАЦИОННОГО ПОВРЕЖДЕНИЯ В результатае облучения материалов ядерных реакторов быстрыми нейтронами возникают локализованные дефекты решетки, т.е. наруше- ния ее кристаллической структуры. Для объяснения радиационного по- вреждения различных металлов были предложены многочисленные мо- дели и теории. Среди них есть несколько моделей первичных процессов радиационного повреждения. 1. Модель атомных смещений. В этой модели выбитый атом смеща- ется из своего равновесного положения или меняет регулярное положе- ние в решетке в результате первичного и вторичного соударений между быстрыми нейтронами (или тяжелыми частицами) и атомами. Энергия, передаваемая нейтроном атому при упругом соударении, может значи- тельно превосходить значение, необходимое для смещения атома в ма- териале атомного реактора. Например, для смещения атома в кристалли- ческой решетке металла нужна энергия около 25 эВ, а для смещения атома в полупроводнике (германий или кремний) требуется около 12—15 эВ (см. § 4.6, 4.7). Во многих случаях кинетическая энергия, пе- реданная смещенным атомам, так велика, что они производят в свою очередь вторичные выбитые атомы при упругих столкновениях с ними. Наконец, междоузельные атомы останавливаются в междоузельных по- ложениях и вместе с вакансиями образуют пик смещения. 2. Модель температурного или теплового пика. Осколок деления обыч- но растрачивает всю свою энергию, а быстрый нейтрон теряет большую долю энергии за счет упругих взаимодействий в очень малой области ма- териала. В этой области в результате быстрого локального разогрева (из-за диссипации в ней энергии) и быстрого охлаждения (из-за быстро- го рассеяния тепла и диффузии) смещенные атомы образуют температур- ный или тепловой пик в зависимости от числа атомов с повышенным ко- лебательным возбуждением (см. § 4.4). Установлено, что область пика может содержать 500-10 000 атомов и иметь температуру 700-1200 °C в течение короткого периода времени — около 10"10 с. 3. Модель пика смещения. Область, в которой после диссипации ки- нетической энергии останавливается в междоузельных положениях очень большое число смещенных атомов и вакансий, составляет пик смеще- ния. Модель пика смещения тесно связана с моделью атомных смещений. 4. Моедль замещающих соударений. Эта модель уже описана при об- суждении эффектов, обусловленных нейтронным облучением. Несмотря на то что модели атомных смещений, температурного (теп- лового) пика, пика смещения и замещающих соударений для обьясне- 53
ния радиационных эффектов были рассмотрены независимо, процессы их образования могут происходить одновременно или друг за другом. Взаимодействие или наложение механизмов атомных смещений и темпе* ратурных (тепловых) пиков, пиков смещения и замещающих столкно- вений затрудняет количественную оценку относительного вклада каждо- го из механизмов. 4.6. ПОРОГОВАЯ ЭНЕРГИЯ СМЕЩЕНИЯ АТОМА Для объяснения механизмов радиационного повреждения следует об- ратиться к выяснению пороговой энергии, необходимой для образования смещенных атомов. В [9—15] приведено ее теоретическое и эксперимен- тальное определение. Теоретический прогноз, основанный на простых теориях атомных смещений медленными (нерелятивистскими) и быст- рыми (релятивистскими) электронами, дал направление для проведе- ния экспериментальных работ. Основные уравнения, используемые для теоретического предсказания энергии смещения Ед, можно получить, зная поперечное сечение смещения для облучаемого вещества и спектр падающих частиц (электронов) ит.д. [15-18]. Экспериментально пороговую энергию, необходимую для смещения атома, определяли по: 1) изменению электропроводности Ge л-типа в зависимости от энергии падающих электронов; 2) изменению време- ни жизни неосновных носителей тока при токе короткого замыкания гальванического элемента в зависимости от времени облучения при раз- ных энергиях бомбардировки; 3) значению намагниченности насыще- ния при облучении метастабильного сплава Fe в Си во время превраще- ния ГЦК-железа в стабильное ферромагнитное ОЦК-железо [14-18]. Таблица 4.3. Теоретические и экспериментальные значения пороговой энергии смещения Облучаемый ма- териал (мишень) Исследуемое СВОЙСТВО Пороговая энергия Библио- графия Теория Экспери- мент n-Ge при -196 °C Удельное электро- сопротивление - 30 [91 n-Ge при 15 °C Время жизни неоснов- ных носителей — 13 [Ю] p-Si при 15 °C Время жизни неос- новных носителей — 13 [Ю] Ge (теор.) — 12-15 — [И] Си (теор.) — 17-34 [15] Си Удельное электро- сопротивление — 25 [13] Сплав Fe-Cu Намагниченность на- — 27 ]14] (массовое содер- сытен ия жанне Fe 2,4%) Графит Удельное электро- сопротивление - 25 [12] 54
Теоретические оценки и экспериментальные значения пороговых энергий для Ge, Si, Си и Fe—Си приведены в табл. 4.3. Из табл. 4.3 видно, что теоретические и экспериментальные значения пороговых энергий смещения составляют 12—30 эВ. Пороговая энергия зависит не только от типа материала, но и от кристаллического направ- ления [19]. При практических оценках радиационных эффектов в мате- риалах ядерных реакторов считают, что для того, чтобы регулярный атом в твердом теле окончательно покинул свое место, ему нужно пере- дать энергию Ed ъ 25 эВ. 4.7. ОСНОВНЫЕ ФОРМУЛЫ, ОПИСЫВАЮЩИЕ РАДИАЦИОННОЕ ПОВРЕЖДЕНИЕ 4.7.1. Энергия, передаваемая частице при соударении с атомом. Быст- рые нейтроны (как было отмечено выше) создают серьезное радиацион- ное повреждение материалов ядерных реакторов при передаче энергии атомами или при ядерных реакциях. Облучение электронами и фотонами. При облучении электронами максимальная энергия Ет, которая может быть передана электроном (или позитроном) с энергией Е, есть , _ 2(Е +2тс2) т-------------‘ Мос2 (4.1) где т — масса электрона (позитрона); Мо — масса атома облучаемого вещества (материала ядерного реактора); с - скорость света; т <М0; Е < М0с2. Атомные смещения возникают в основном за счет кулонов- ского взаимодействия между электронами и ядрами облучаемого ма- териала. Средняя энергия Е, которая может быть передана смещенному атому при пороговой энергии Ed, равна приблизительно Em^d , Ет ------In--- . Ет~ Ed Ed (4.2) Рекомбинация с испусканием фотона 7 (образование пары электрон е~ и позитрон е+) описывается формулой е~ + е + (Е = 1,02МэВ), (4.3) где энергия тс , уносимая позитроном или электроном, равна Е = тс2 = 0,511 МэВ. (4.4) 7-Лучи по своей природе являются электромагнитным излучением. В ядерных реакторах 7-излучение может возникнуть в результате: 1) ядерных реакций и распада радионуклидов и 2) реакций (л, 7) в ос- новном в конструкционных материалах и защите. Существует еще тор- мозное рентгеновское излучение, которое одинаково по природе с 7-из- лучением, но имеет другую энергию. 55
Несмотря на то что одни частицы (позитроны, электроны) заряже- ны, а другие (фотоны, рентгеновское и 7-излучение) не имеют заряда, их главное воздействие на материал заключается в его ионизации (см. табл. 4.2), которая в металлах быстро релаксирует Облучение протонами и а-частицами Протоны, дейтроны и тритоны (изотопы водорода) и а-частицы (ядра гелия) составляют группу быст- рых легких ионов. Если быстрый ион массой М и зарядом Ze (Z — атом- ный номер, е - элементарный заряд) проходит на расстоянии b от покоя- щегося атома массой Мо и зарядом Zoe, энергия, переданная быстрым ионом атому, равна М7. 2Z02c4 ДЕ = ---------- М0Ь2Е (4.5) Дейтрон представляет собой исходное, а тритон нарабатываемое топ- ливо в проектируемых термоядерных реакторах. а-Частицы образуются как в реакторах деления, так и в термоядерных реакторах, и радиацион- ное повреждение, производимое ими, существенно в материалах ядерной техники. Облучение нейтронами. Если дейтроны и тритоны играют важную роль в получении энергии термоядерного синтеза, то нейтроны играют уни- кальную роль при освобождении энергии деления ядер. В то же время нейтронное облучение создает радиационное повреждение в материалах как реакторов деления, так и термоядерных реакторов [21-25]. Энергию, переданную в результате упругого соударения быстрым нейтроном атому, можно определить довольно просто. При упругом со- ударении двух частиц (или шаров) справедливы законы сохранения энер- гии и импульса, которые и следует использовать. Для нейтрона, имеюще- го массу М и кинетическую энергию Е (Mr2 /2\ максимальная переданная атому в лобовом столкновении энергия 4ММ0 Ет =---------- Е. (Af+Afo) (4-6) Если падающий нейтрон имеет кинетическую энергию Е = 2 МэВ (сред- няя энергия нейтронов в спектре деления), максимальную энергию, переданную при столкновении нейтроном ядру материалов замедлителя, отражателя, теплоносителя, конструкционного или топливного материа- ла, легко вычислить используя (4.6). Некоторые типичные значения Ет для ядерных материалов приведены в табл. 4.4. Средняя энергия, переданная нейтроном ядру, составляет около Ет/2, т.е. Е ъ Ет/2 2ММ0Е (М+ Мо) 2 (4.7) Кроме того, и теория, и эксперимент показывают, что быстрые нейтро- ны при столкновениях рассеиваются преимущественно вперед. Для того 56
Таблица 4.4. Максимальная энергия, передаваемая нейтроном с энергией 2 МэВ ядрам атомов некоторых материалов Элемент Массовое число Е,п. МэВ Элемент Массовое число Ет, МэВ Н 1 2,0 Ге 56 0,138 Не 4 1,28 Ni 59 0,131 Вс 9 0,720 Си 64 0,120 С 12 0,56 Zr 91 0,088 Na 23 0,32 и 238 0,033 Al 27 0,256 Таблица 4.5. Коэффициент анизотропии рассеяния нейтронов деления Элемент Множитель Be 0,56 С 0,80 А1 0,58 Сг 0,57 Ге 0,57 Ni 0,64 Си 0,60 Таблица 4.6. Среднее число Vd атомов, смещенных каждым первично выбитым атомом, для Е = 2 МэВ Элемент Массовое число vd н 1 2 • 104 Be 9 7500 С 12 5700 А1 27 2760 Ге 56 1340 Си 60 1224 чтобы учесть это, вводят поправочный множитель /, учитывающий ани- зотропию рассеяния нейтронов, тогда средняя энергия, передаваемая нейтроном при столкновении, равна 2ММ0 ---------- Е. (М + Л/о)2 (4.8) Значения среднего поправочного фактора анизотропии рассеяния нейтронов деления приведены в табл. 4.5. Среднее число смещенных атомов. Пусть vd — среднее число атомов, смещенных каждым первично выбитым, a vd — число атомов, смещен- ных первично выбитым и усредненное по всему спектру энергий первич- но выбитых атомов. Если энергия, полученная атомом, больше Ed, атом покинет свое место в решетке. Используя формулу (4.7), для среднего числа атомов, выбитых каждым первично выбитым атомом, получаем _ Ё ММ0Е 2Е<1 (M+M0}2E(j С помощью этой формулы получены значения vd для Е = 2 МэВ и Ed = 25 эВ (табл. 4.6). Как видно из таблицы, среднее число vd смещенных атомов, приходя- щееся на каждый первично выбитый атом любой энергии, уменьшается с ростом массового числа (атомного номера) облучаемого материала. 57 (4.9)
Поперечное сечение od образования дефектов при столкновениях 8na2Z2Z2M2£'2 Ет(М+М0)2 ad----------------- In -----------, (4.10) (М+Мо) Ет Ed4MM0 где а - боровский радиус атома водорода, а = mh2/(2irme)2 , Л - по- стоянная Планка; Ег - энергия Ридберга. Если <р — плотность потока частиц, t - время облучения, a No - число атомов в единице объема, то с учетом (4.9) и (4.10) для полного числа смещенных атомов в епини- це объема находим зависимость роста радиационного повреждения образ- ца материала со временем: Nd = 4>tNoad. f4in Следует отметить, что: 1) не все атомы, смещенные первично выби- тым атомом, образуют дефекты в решетке, так как часть из них попа- дает на вакансии, и 2) смещенные атомы, получившие достаточно боль- шую энергию от первично выбитых атомов, могут потерять электроны на внешних орбитах, и ионизироваться. 4.8. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА ИЗМЕНЕНИЯ СВОЙСТВ Все основные изменения свойств материалов под действием‘облуче- ния можно разделить на: 1) структурные и механические, связанные с локальной деформацией; 2) электрические и физические, связанные, главным образом, с захватом заряда (дырки и электроны в полупро- водниковых материалах) дефектами решетки. Кроме того, под действи- ем облучения зменяются также тепловые свойства и контролируемые диффузией кинетические процессы. Изменения свойств, вызванные облучением, обычно связаны друг с другом и происходят одновременно. При росте твердости, например, обычно растет передел текучести, предел прочности и модули упругости, а пластичность падает. Рост скорости диффузии и количества примесей приводят к понижению электропроводности. Температурные смещения фазовых равновесий и рост критической температуры вязко-хрупкого перехода представляют значительный интерес для прогноза влияния об- лучения на материалы оболочек топлива и сосудов высокого давления. В общем случае результат наложения изменений структурных, механи- ческих, электрических, физических, тепловых и контролируемых диф- фузий кинетических свойств является весьма сложным. 4.9. ПАРАМЕТРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ ЭФФЕКТЫ РАДИАЦИОННОГО ПОВРЕЖДЕНИЯ Хотя с помощью отжига при повышенной температуре часть создан- ных облучением дефектов, обусловливающих радиационное поврежде- ние, можно устранить, основная часть радиационного повреждения мате- риала тяжелыми частицами (быстрыми нейтронами, протонами, о-части- цами) остается. На радиационное повреждение, изменение свойств ядер- 58
ных материалов оказывают существенное влияние плотность потока излучения; энергия частиц или их энергетический спектр; время и тем- пература облучения. Это основные параметры, определяющие интенсив- ность влияния облучения на изменение свойств, в частности, материалов ядерных реакторов. Итак, интенсивность влияния облучения на свойства зависит в пер- вую очередь от плотности потока частиц, их энергии или энергетическо- го спектра, времени и температуры облучения. Изменения некоторых важных свойств материалов ядерных реакторов при облучении или во время работы могут оказать большое влияние на конструкцию, работу и рабочие характеристики ядерных (энергетических) реакторов, и это следует учитывать при проектировании реакторов. ГЛАВА 5 ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА РЕАКТОРНЫЕ МАТЕРИАЛЫ 5.1. ВВЕДЕНИЕ Результаты экспериментальных исследований и опыт эксплуатации реакторов показывают, что нейтронное облучение материалов способ- но заметно изменить их ядерные, физические, тепловые и механические свойства. Как уже отмечалось (см. § 4.9), такое изменение оказывает значительное влияние на конструкцию, режим работы, эксплуатацион- ные характеристики и безопасность реактора. Изменения свойств материалов под действием облучения вызваны образованием дефектов кристаллического строения, тип и концентра- ция которых зависят не только от потока нейтронов, их энергетическо- го спектра, длительности и температуры облучения, но также от типа кристаллической решетки исходного материала и образующихся в нем вторичных фаз. Кристаллические решетки большинства материалов могут быть трех основных типов: 1) обьемноцентрированной кубической (ОЦК) — a-Fe при низких и 5-Fe при высоких температурах, Сг, Мо, Та, W, высокотемператур- ной 7-U; высокотемпературной 0-Zr и др.; 2) гранецентрированной кубической (ГЦК) — y-Fe при промежуточ- ных температурах, Си, Al, Ni, Pb, Ag, Pt, Аи и др.; 3) гексагональной плотноупакованной (ГП) — Mg, Ti, Со, Zr, Cd, a-Zr при низких температурах и др. В ОЦК-металлах один из атомов элементарной ячейки располагается в ее центре (рис. 5.1), в ячейке ГЦК-металлов, атомы помимо узлов, располагаются также в центрах всех граней (рис. 5.2), размещение ато- мов в элементарной ячейке ГП-металлов показано на рис. 5.3. 59
Рис. 5.1. Объемноцентрироваяная кубическая решетка: а - элементарная ячейка с атомом в центре куба; б - схема фактического запол- нения атомами объема элементарной ячейки; в - объединение нескольких элемен- тарных ячеек Рис. 5.2. Гранецентрированная кубическая решетка: а - элементарная ячейка с атомами в центрах граней; б - схема фактического заполнения атомами объема ячейки; в - объединение нескольких элементарных ячеек Рис. 5.3. Гексагональная плотноупако- ванная решетка: а - расположение дополнительных ато- мов в центрах равносторонних трех- гранных призм, образующих элементар- ную ячейку; б - схема заполнения объе- ма элементарной ячейки; в - объеди- нение нескольких элементарных ячеек 60
5.2. ПОГЛОЩЕНИЕ НЕЙТРОНОВ ТОПЛИВНЫМИ И КОНСТРУКЦИОННЫМИ МАТЕРИАЛАМИ Поглощение нейтронов ядрами атомов твердых реакторных мате- риалов может вызывать: 1) смещение атомов решетки из узлов вслед- ствие отдачи ядер при соударении с нейтроном и 2) образование новых элементов — радионуклидов, играющих роль легирующих и примесных атомов. В обоих случаях возникают радиационные повреждения в топ- ливных и конструкционных материалах. В результате поглощения нейтронов ураном может иметь место воз- буждение реакции деления с выделением ядерной энергии и образова- нием продуктов (осколков) деления или захват нейтрона 238U с обра- зованием нового ядра 239Ри, также являющегося ядерным горючим. Следствиями реакции деления и реакции захвата являются проникающее излучение и развитие радиационных эффектов в топливе, например ра- диационное распухание или радиационная ползучесть. Одновременно с этим происходят процессы смещения атомов из узлов решетки и нара- ботки радиоактивных изотопов. При поглощении нейтрона ядрами атомов конструкционного мате- риала возникают смещенные атомы в результате развития пиков сме- щения (или термических пиков) и атомы трансмутанты, способные ухудшить свойства материалов. Эти два процесса и вызывают основ- ные радиационные эффекты в реакторных конструкционных матери- алах. Захват тепловых нейтронов ядрами атомов облучаемых материалов обычно вызывает реакцию типа (п, у). Непосредственным результатом такой реакции является образование изотопа, захватывающего нейтро- ны химического элемента. Если образовавшиеся изотопы /3-радиоактив- ны, то в результате /3-распада атомы этих изотопов превращаются в раз- личные легирующие элементы. Захват же быстрых нейтронов может сра- зу привести к образованию новых элементов по реакциям типа (п. а), (п, р) и (и. 2л-р). При длительном облучении образовавшихся при- месных или легирующих элементов может оказаться достаточно для из- менения ядерных, физических, тепловых, механических и других свойств материалов. 5.3. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРОЦЕССА НАКОПЛЕНИЯ НУКЛИДОВ В ОБЛУЧАЕМЫХ НЕЙТРОНАМИ МАТЕРИАЛАХ Основные уравнения радиоактивного распада и накопления изото- пов благодаря облучению нейтронами хорошо известны: W) = No - для распада; (5.1) /V(z) = No(\ -e~^f) - для наработки, (5.2) где N(t) — число ядер или атомов в момент времени f; No - число ато- мов в исходном или равновесном состоянии; X - постоянная распада или наработки. При достаточной длительности нейтронного облучения достигается равновесное состояние, при котором скорости распада и на- 61
Таблица 5.1. Пороговые энергии образования изотопов при нейтронном облучении Тип нейтронов Ядерная реакция Сечение_ре- акции О, б Приближенное значение поро- говой энергии, МэВ Период полураспада Тепловые 59Со (и, 7) 60Со 36,3 0,025 эВ 5,27 года Быстрые s4Fe (л, р) 54Мп 0,0826 2,0 314 дней 55 Fe (и, а) 52Сг 0,0054 2,5 Стабилен 46Ti (л, p)46Sc 0,0095 3,0 84 дня 58Ni (n.p) 58Со 0,0954 3,0 71 день 59Ni (n, a)s6Fc 0,0086 3 Стабилен 63Cu (и, а) 60Со 0,0004 2,4 5,27 года Деления 238U(n,f)FF 1-2 1,5 Продуктов (осколки деления) деления U работки становятся равными. Равновесную концентрацию No предста- вим в виде No = S^/X = Nia^pIX, (5.3) где Е, о — макро- и микроскопическое сечение реакции (S = Nt а); Ni — число атомов в единице объема образца; — поток нейтронов. Среднее микроскопическое сечение а для нейтронов данного энергети- ческого спектра определяется выражением а = / o4>(E)dE/ f <p(E)dE. (5.4) О о В табл. 5.1 приведены приближенные значения пороговых энергий ядерных реакций с участием нейтронов различного спектрального ти- па. При энергии нейтронов ниже пороговой ядерные реакции не проте- кают. Степень радиационного воздействия на реакторные материалы при облучении их нейтронами целения — быстрыми или тепловыми зави- сит прежде всего от типа и концентрации изотопов в химических компо- нентах материалов. В частности, в результате (п, а)-реакции в материа- лах рождается гелий, способный оказать влияние на процессы радиа- ционного распухания, радиационной ползучести или гелиевого охруп- чивания материалов1. 1 Речь идет об эффекте высокотемпературного радиационного охрупчивания (ВТРО) широко применяемых в реакторостроении конструкционных материа- лов с ГЦК-решеткой. По поводу причин и механизмов этого явления среди ис- следователей нет единого мнения. Ма придерживается так называемой ’’гелиевой” гипотезы, согласно которой основная роль в ВТРО отводится рождающемуся при нейтронном облучении материалов малорастворимому в них гелию. Эта гипотеза получила достаточно широкое распространение с момента ее выдвижения (Bar- nes RS Nature. 1965, v. 206, p. 1307). Другие исследователи основную причину 62
5.4. ИНТЕГРАЛЬНЫЙ ПОТОК НЕЙТРОНОВ (ФЛЮЕНС) Из уравнений (5.1) - (5.4) можно видеть, что нейтронный поток иг- рает очень важную роль в нейтронном облучении. Нейтронный поток мож- но выразить через плотность потока п и скорость v (или энергию Е) нейтронов: = nv= п(2Е/М)1/2, (5.5) где Е =Му2/2 — кинетическая энергия; М — масса нейтрона. Произведение нейтронного потока на время t (или <рг) в разных областях науки называют по-разиому. В ядерной физике или техноло- гии обычно используют термин интегральный поток нейтронов. В ра- диационном материаловедении и радиационной технике безопасности применяют термины ’’флюенс нейтронов” и суммарная доза нейтро- нов, соответственно. Интегральный поток нейтронов Ф (флюенс нейтронов) определяет- ся формулой t Em t Ет Ф = / f <p(E,t)dEdt = J J п(Е, t)v (Е, t)dE dt, (5.6) t о Ео to Eq где t0 — момент начала облучения нейтронами; Ео, Ет — наименьшая и наибольшая энергии нейтронов в спектре соответственно; t, Е — пере- менные значения времени облучения и энергии нейтронов. Для стационарного состояния (приближенно реализуемого в иссле- довательских и энергетических реакторах) существуют два способа простого интегрирования (5.6). 1. Спектр нейтронов характеризуется распределением Максвелла- Больцмана. Согласно одногрупповой теории реакторов распределение Максвелла—Больцмана имеет вид „(Е) - 2ffngl/2 _ехр(-Е/^П- (5.7) (я*Т)3/2 Здесь п - суммарная плотность потока нейтронов; Т - температура; к - постоянная Больцмана. Подставляя (5.7) в (5.6) и интегрируя при Ео = 0, Ет = °°, г0 = О, получаем выражение для интегрального потока нейтронов Ф = 2nt / 2кт \ 1/2 \ М / (5.8) ВТРО металлов и сплавов с ГЦК-решеткой, и без облучения склонных к высоко- температурному охрупчиванию, видят в образовании радиационно-стимулирован- ных сегрегаций примесных атомов по границам зерен металлов (см., например: Вотинов С.Н., Прохоров В.И., Балашов В.Д. и др. Радиационная физика твердого тела и реакторное материаловедение. М., Атомиздат, 1970, с. 82-94; Арбузов ВЛ., Вотинов С.Н., Григорьян А.А. и др. Атомная энергия, 1983, т. 55, выл. 4, с. 214- 218).- Прим пер. 63
При облучении тепловыми нейтронами в тепловом реакторе £ = кТ = —Л/Утеп, ’Ртеп = ИУтеп (5.9) 2 и уравнение (5.8) принимает вид Ф = —— и^теп = 2я~ 1/2<ртеп t. (5.10) (я)1/2 2. Распределение нейтронов по энергиям в полном спектре усред- няется. Если энергетическое распределение усреднить по всему спект- ру нейтронов в стационарном состоянии (режиме), то n(E)v(E) =nv = = и из (5.6) получим выражение для интегрального (усредненного) потока нейтронов: Ф = nvt = <pt. (5.11) Сравнение (5.10) и (5.11) показывает, что общепринятое выражение интегрального потока нейтронов (флюенса нейтронов или суммарной дозы нейтронов) в виде nvt приемлемо для материалов или образцов, испытываемых в исследовательских реакторах или облучаемых в энерге- тических реакторах: Ф = nVt = <pt. (5.12) 5.5. ПОРОГОВЫЕ ЗНАЧЕНИЯ ИНТЕГРАЛЬНОГО ПОТОКА НЕЙТРОНОВ В § 4.6 и 5.3 уже говорилось о пороговой энергии 25 эВ для смеще- ния атома и пороговой энергии 2,0—3,0 МэВ для инициирования ядер- ных реакций типа (л, р) и (л, а). Ниже вводится понятие пороговых интегральных потоков нейтронов (быстрых, надтепловых и тепловых) для различных облучаемых материалов. Вообще взаимодействие быстрого, надтеплового или теплового нейтро- на с органическим веществом (ковалентная связь) совершенно отлича- ется от взаимодействия с металлическим или керамическим материа- лом. Радиационная стойкость и радиационная стабильность органичес- ких веществ намного ниже, чем у металлических и керамических мате- риалов. При взаимодействии быстрого нейтрона с органическим вещест- вом большая часть его энергии расходуется на образование протонов от- дачи, на ионизацию атомов водорода или возбуждение их электронных оболочек (вторичный радиационный эффект нейтронов, см. табл. 4.2). В результате происходит разрыв связей Н—С или С—С в органическом соединении, в чем и проявляется эффект облучения. Из жидких орга- нических веществ, облучаемых интенсивным потоком нейтронов, выде- ляются газообразные вещества и вязкость их повышается. При взаимо- действии же быстрого нейтрона с металлическим или керамическим ма- териалом большая часть его энергии передается атомам, смещающимся из узлов решетки в результате первичных или вторичных соударений, 64
iE 10* 110* е * 1017 J 10” I 70й <5 1 10м S I 10” 10гг Германиево-кремниевые полупроводники-ухудшение усили- • тельных характеристик . Образование центров окраски Полиметилметакрилат и целлюлоза - потеря прочности Вода и жидкие органические соединения-газовыделение Натуральный и бутиловый каучук-потеря эластичности ' Органические жидкости-газовыделение, повышение вязкости . Бутиловый каучук-размягчение Полиэтилен-потеря прочности при растяжении ’ Фенолполимеры с минеральными наполнителями - потеря • прочности при растяжении . Натуральный каучук-отвердевание Углеводородные масла - повышение вязкости . Полистирол-потеря прочности при растяжении Металлы-повышение предела текучести Углеродистые стали-снижение ударной вязкости ' Керамика - снижение теплопроводности, плотности,кристалличности Сплавы циркония - понижение пластичности, рост предела текучести Углеродистые стали-снижение пластичности, повышение предела текучести Нержавеющие стали- повышение температуры Тхр, снижение плас- , тичности, повышение предела текучести ' Алюминиевые сплавы - значительное падение пластичности Циркониевые сплавы -заметное снижение пластичности _ Сплавы на основе никеля -распухание, падение пластичности Р и с. 5.4. Значения порогового флюенса нейтронов радиационных эффектов в раз- личных материалах происходит образование дефектов кристалла в виде вакансий и междо- узлий, т.е. первичных радиационных повреждений. Аналогично пороговой энергии смещения и пороговой энергии ядер- ной реакции существует и пороговое значение интегрального нейтрон- ного потока, флюенса нейтронов или суммарной нейтронной дозы для определенных органических веществ или металлических материалов. Ниже этого порога влияние облучения на материалы незначительно. Вы- ше него (на порядок величины) эффект облучения материала можно легко установить и измерить. На схеме рис. 5.4 в соответствии с экспе- риментальными данными указаны пороговые значения интегральных потоков быстрых нейтронов, при которых наблюдаются определенные радиационные эффекты в различных материалах. Аналогично этому на схеме рис. 5.5 приведены пороговые значения интегральных потоков нейтронов и суммарных нейтронных доз, определяющих радиационную стойкость различных вещеетв в полях тепловых или надтепловых ней- тронов. Эти диаграммы дают важную информацию по выбору материа- лов для работы в ядерном реакторе в пределах порогового интеграль- ного потока нейтронов. Сразу же за этим пороговым значением флюен- са в той или иной степени проявится эффект облучения. 3 —Зак. 702 65
Фл пенс тепловых, надтепловых нейтронов Заметное изменение Сильное повреждение_______ или утрата свойств рад «йтр./см* рад Германиевые, кремниевые транзисторы Стекло 10* 10s / / Люцит / Лода, 10s 10* inf i 10s 1U Л / 10* / Органические жидкости АА • Графит V Полизтилен ' Фенолполимеры с минеральными »’ 10* наполнителями 1011 103 10s 10* 10* , /Углеродистая сталь /'Керамические материалы 10* 10й 10* Пластмассы (некоторые') *** Углеродистые стали 10* 10” 10* ''"Нержавеющие стали — Алюминиевые сплавы Циркониевые сплавы Никелевые сплавы 10* Рис. 5.5. Радиационная стойкость различных веществ, оцениваемая по величине порогового интегрального потока тепловых или надтепловых нейтронов Пересчет интегральных потоков быстрых или тепловых нейтронов (или флюенсов нейтронов) в суммарную нейтронную дозу дается сле- дующими выражениями: Л^Н Og Е 1 быстрый нейтр./см2 (единичныйфлюенс) =---------(10“10 Гр),(5.13) 1,26 р 1 тепловой нейтр./см2 (единичный флюенс) = О-Е = _И-£_(1(Г’Гр), (5.14) 6,2р где 7VH — число атомов водорода в 1 см3; а, — сечение рассеяния быст- рых нейтронов, см2; ос — сечение захвата тепловых нейтронов, см2; р — плотность облучаемого материала, г/см3; Е — энергия нейтронов, МэВ. Следовательно, пороговое значение интегрального потока нейтронов, флюенса нейтронов или суммарной нейтронной дозы означает некото- рую критическую точку или узкую область, в которой происходит оп- ределенное изменение свойств материалов ядерных реакторов. 66
5.6. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ Радиационный эффект (или повреждение) в материалах ядерных реакторов (топливных или конструкционных) при облучении их в ис- следовательских или энергетических реакторах зависит (для данного материала), главным образом, от потока нейтронов, их энергетического спектра, длительности и температуры облучения. Произведение потока нейтронов на длительность облучения есть интегральный нейтронный поток $t = mt. При данном энергетическом спектре нейтронов (тепло- вом, надтепловом или быстром) и температуре облучения радиацион- ный эффект (или повреждение) зависит от интегрального нейтронного потока. Установлено, что при превышении порогового значения инте- грального нейтронного потока облучение будет оказывать заметное воздействие на ядерные, физические, тепловые, механические и дру- гие свойства реакторных материалов. Изменения этих свойств могут сильно повлиять на конструкцию реактора, режим, эффективность и безопасность его работы. 5.7. ИЗМЕНЕНИЕ ЯДЕРНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК МАТЕРИАЛОВ ПРИ ОБЛУЧЕНИИ Из всех компонентов реактора наиболее серьезные изменения в ядер- ных свойствах испытывает топливо — уран или плутоний. Нейтроны мо- гут поглощаться топливом в результате реакции деления (расход топ- лива), либо реакции захвата (наработка нового топлива). Расход топ- лива при реакциях деления называется выгоранием. По мере выгора- ния топлива происходит накопление продуктов деления, также являю- щихся поглотителями нейтронов, и сечение поглощения нейтронов топ- ливом постепенно снижается. Столь же постепенно будет понижаться реактивность реактора и потому необходимо заменять отработавшие топливные сборки активной зоны на новые. При разработке нового реактора в его конструкцию закладывается определенная избыточная реактивность с тем, чтобы компенсировать выгорание топлива (или обеднение его) и уменьшение сечения реакции деления. Значение этой дополнительной реактивности зависит от типа и целевого назначения реактора. Обычно она примерю на 20% выше критичности работы энергетического реактора. На рис. 5.6 графически показаны некоторые типичные радиационные эффекты в топливных материалах. Видно, что и относительное эффек- Р и с. 5.6. Влияние облучения на сечение реакции деления, избыточ- ную реактивность и выгорание топлива Относительный флюенс нейтронов 67 з«
тивное сечение реакции деления су/ (су)т, и избыточная реактивность кех меняются с ростом относительного интегрального нейтронного пото- ка nvt/(nvt)m , где (nvf)m — максимальный интегральный нейтронный поток, a (Pf)m — максимальное сечение реакции деления рассматрива- емого топлива. На этом же рис. 5.6 приведена типичная кривая выгора- ния топлива, характеризующая его поведение. 5.8. ИЗМЕНЕНИЕ ФИЗИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ОБЛУЧАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ Действие облучения на основные физические свойства материалов реакторов деления и синтеза проявляется прежде всего в изменении электросопротивления (или проводимости), магнитной восприимчи- вости, магнитного сопротивления и постоянной Холла. Обычно электро- сопротивление растет с ростом интегрального нейтронного потока или длительности облучения, тогда как магнитная восприимчивость и постоянная Холла снижаются из-за накопления радиационных повреж- дений в кристаллической решетке. На рис. 5.7 представлены зависимости электросопротивления меди от длительности облучения t при потоке тепловых нейтронов </> = = 1 • 1013 нейтр./ (см2 -с) и температурах 4,5 и 310 К. На рис. 5.8 показано изменение скорости деградации электросопро- тивления меди с ростом длительности облучения при 4.5 К, а на рис. 5.9 — зависимость отношения конечного электросопротивления к начальному уран-алюминиевых сплавов с различным массовым содержанием U в сплаве от выгорания топлива. На рис. 5.10 показано изменение магнитной восприимчивости искус- ственного графита реакторной чистоты с ростом флюенса нейтронов. Она резко падает при превышении флюенсом порогового значения (см. рис. 5.5). На рис. 5.11 приведена зависимость коэффициента магнито- сопротивления графита от флюенса нейтронов [5]. Можно видеть, что коэффициент быстро уменьшается при превышении флюенсом порого- вой дозы тепловых нейтронов т t ж 3 • 101 f нейтрУсм2. Р и с. 5Л. Изменение электросопротивления меди с длительностью облучения пото- ком нейтронов 1013 нейтр./ (см2 .с): О-при 310 К; □ - при 4,5 К с последующим отжигом при 350 К Рис. 5.8. Зависимость скорости деградации электросопротивления меди от дли- тельности облучения 68
Рис. 5.9. Влияние выгорания на электросопротивление сплавов U-A1 Рис. 5.10. Изменение магнитной воспри- имчивости искусственного графита с рос- том флюенса нейтронов Рис. 5.11. Зависимость коэффициента изменения электросопротивления в магнит- ном поле искусственного графита (исходное значение равно 5,1- 1О10 ед. СГСМ) от флюенса нейтронов Рис. 5.12. Влияние облучения нейтронами при 30 С на постоянную Холла графи- та Зависимость постоянной Холла графита реакторной чистоты от флю- енса нейтронов изображена на рис. 5.12. С ростом флюенса нейтронов постоянная Холла растет от отрицательных значений до положительного пикового, а затем уменьшается. Влияние облучения на электросопротивление, магнитную восприим- чивость, магнитосопротивление и постоянную Холла материалов ядер- ных (термоядерных) реакторов важно для систем, работающих в электро- магнитных полях. Экспериментальные данные, представленные на рис. 5.7-5.12, показывают тенденции изменения физических свойств облучаемых материалов ядерных реакторов, которые справедливы, в частности, и для сверхпроводящих материалов систем магнитного удержания плазмы в реакторах управляемого термоядерного синтеза. 69
5.9. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА Теоретически скорость высвобождения ядерной энергии для произ- водства электричества не имеет ограничений. Однако максимальный уровень мощности и энергонапряженности реактора зависит от скорости, с которой тепло, высвобождающееся в ядерной реакции, может быть снято и утилизовано материалами ядерного реактора, т.е. топливом, тонким сдерживающим кожухом (например, оболочкой твзла реакто- ра деления или первой вакуумной стенкой реактора синтеза), теплоно- сителем и системой прокачки. Другими словами, удаление тепла из ядер- ного реактора зависит от тепловых свойств реакторых материалов. В свою очередь, эти свойства могут изменяться вследствие радиационных повреждений материалов в активной зоне реактора. Удельная теплопроводность или удельная температуропроводность - основная тепловая характеристика в процессах теплопередачи, напри- мер, от топлива к оболочке твзла. Результаты, представленные на рис. 5.13 [5], показывают, что значение отношения конечной и началь- ной обратных теплопроводностей сплавов U-A1 (5.7; 15 и 17,2% U по массе) меняется по мере выгорания топлива. Из рисунка видно, что теплопродность сплавов падает с увеличением выгорания прямо пропор- ционально флюенсу нейтронов. Доля выгоревших атомов, 10~3 Р и с. 5.13. Влияние процессов деления топлива в уран-алюминиевых сплавах на их теплопроводность Полагают, что снижение теплопроводности с ростом флюенса нейтро- нов будет аналогичным и для других реакторных материалов, особен- но для конструкционных материалов, вследствие того что их кристал- лическая структура довольно чувствительна к радиационному повреж- дению. 5.10. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА Облучение может сильно повлиять на механические свойства мате- риалов ядерных реакторов, на конструкцию, режим работы, эксплуа- тационные характеристики и безопасность реактора. Необходимо под- черкнуть, что большинство данных по механическим свойствам отно- сится к топливу и конструкционным материалам, составляющим наи- более важные компоненты ядерного реактора. В п. 2.3.1 уже обсужда- лись прочностные, пластические, вязкие свойства и структурная (или 70
X С ОЗлученная 360 320 280 8 с= 2М \гоо I 160 120 80 (Ф Необученная О 0,2 0,4 0,8 1,2 1,6 Деформация, °/о Рис. 5.14. Влияние облучения на диаграмму растяжения типичной конструкцион- ной стали: 64, -4 — пределы упругости; В, В — пределы текучести; С,С— пределы проч- ности) Рис. 5.15. Влияние облучения на диаграмму растяжения алюминия и его сплавов: А, А - условный предел упругости (0,2% остаточной деформации); В, В' - но- минальный предел текучести; С, С' — предел прочности) механическая) стабильность материалов. Здесь же на основе экспери- ментальных данных анализируется влияние облучения на прочность, пластичность, твердость, ползучесть, усталостную прочность, растрески- вание и другие механические свойства различных материалов. 5.10.1 . Прочность. Механическая прочность, главным образом, кон- струкционных материалов определяется обычно по диаграммам растя- жения в координатах напряжение—деформация. На рис. 5.14 показаны диаграммы растяжения типичной конструкционной стали до и после облучения, а на рис. 5.15 — диаграммы растяжения алюминия и его спла- вов. Кривые рис. 5.14 являются типичным примером диаграмм растяже- ния пластичного материала, а кривые рис. 5.15 — хрупкого. Для первых характерно наличие предела упругости и площадки текучести в необлу- ченном состоянии, у последних нет ясно выраженного предела упругос- ти и площадки текучести как в необлученном, так и в облученном со- стояниях. Это различие в кривых растяжения облученных и необлучен- ных пластичных и хрупких материалов выражено достаточно ясно. Для иллюстрации влияния облучения на свойства нержавеющей ста- ли представлены результаты испытания растяжением этой стали соответ- ственно при 350 °C без отжига (рис. 5.16) и при 600 °C с отжигом после облучения при 980 °C, 1 ч (рис. 5.17). Зависимости прироста пределов текучести от флюенса нейтронов для циркалоя-2 и сплава Zr — 2,5% Nb по массе, полученные при одно- осном растяжении и испытаниях трубчатых образцов под внутренним давлением приведены соответственно на рис. 5.18 и 5.19. На рис. 5.20 показано влияние облучения на прирост предела прочности при испыта- ниях трубчатых образцов из сталей 304SS и 316SS под внутренним дав- лением. Стали типа AISI348 обычно применяют в качестве основного и 71
1 — необлучеяная сталь; 2 — облученная при 400 °C и флюенсе 3-1021 нейтр./см2; 3- облученная при 65 О °C и флюенсе 4,4-1021 нейгр./см2 Рис. 5.17. Диаграммы растяжения стали 348 при 650 °C: 1 — необлученная сталь; 2 — облученная при 400 °C и флюенсе 3,3х xlO21 нейтр./см2; 3 - облученная при 650 °C и флюенсе 4,4.1021 иейгр./см2; 4 - облученная при 650 °C и флюенсе 4,6 • 1021 нейгр./см2 Рис. 5.18. Зависимость тангенциального предела текучести от флюенса тепловых нейтронов (испытания при 315 °C при одноосном растяжении): 1 - для циркалоя-2; 2 - для сплава Zr - 2,5% Nb по массе Рис. 5.19. Прирост тангенциального предела текучести с ростом флюенса тепловых нейтронов (испытания при 320 °C трубчатых образцов под внутренним давлением): 1- для циркалоя-2; 2 - для Zr - 2,5% Nb по массе сварочного материала корпусов реакторов на быстрых нейтронах с жид- кометаллическим теплоносителем. Циркалой-2 — материал оболочек тв> лов кипящих водяных реакторов или труб высокого давления тяжело- водных реакторов. Сплав Zr — 2,5% Nb по массе рассматривается как перспективный материал оболочек гвзлов или труб реакторов тех же типов с высокими рабочей температурой и внутренним давлением. Повышение пределов прочности и текучести конструкционных ма- териалов при облучении быстрыми или тепловыми нейтронами сопро- вождается увеличением твердости и падением пластичности. 72
Флюенс быстрых нейтронов,10t1 иейтр./см2 Рис. 5.20. Прирост тангенциального предела прочности нержавеющих сталей с рос- том флюенса быстрых нейтронов (испытания при 550 °C трубчатых образцов): 1 - сталь 316 SS, 2 — сталь 304 SS Рис. 5.21. Влияние облучения на пластичность стали 316 SS при различных темпе- ратурах 30 5.10.2 . Пластичность. Пластичность является очень важным механи- ческим свойством, определяющим способность конструкционных мате- риалов (углеродистых и нержавеющих сталей, циркониевых сплавов) проявлять свою текучесть и деформируемость перед разрушением. Ме- рой пластичности служит относительное удлинение или относительное сужение поперечного сечения, выраженное в процентах. На рис. 5.21 приведена типичная зависимость равномерного удлинения (или суже- ния) нержавеющей стали AISI316 от флюенса быстрых нейтронов. На рис. 5.22 показано влияние облучения на равномерное удлинение спла- вов U—А1. Результаты, представленные на рис. 5.23 и 5.24, свидетель- ствуют о снижении равномерного удлинения материала твзлов и корпу- сов давления реакторов на быстрых нейтронах и уменьшении деформа- ции до разрушения материала оболочек и труб высокого давления кипя- щих водяных и тяжеловодных реакторов. Приведенные результаты гово- рят о снижении пластичности топливных и конструкционных материа- лов с ростом флюенса быстрых или тепловых нейтронов. Итак, при нейтронном облучении наблюдается падение пластичности и повышение механической прочности реакторных материалов, в част- ности конструкционных материалов оболочек твзлов, корпусов давле- ния, управляющих стержней реакторов деления, первой стенки реактора синтеза и т.д. Все это следует учитывать при конструировании энергети- ческих реакторов и при оценке их эксплуатационных характеристик, экономичности и безопасности работы. 5.10.3 . Радиационное упрочнение и охрупчивание. Падение пластич- ности реакторных конструкционных материалов есть прямое следствие радиационного упрочнения и охрупчивания. Радиационное упрочнение 73
Рис. 5.22. Влияние облучения на пластичность (уд- линение) уран-алюминиевых сплавов при 300 С: 1 - сплав А1 - 15% U; 2 - сплав А1 - 5% U по Флюенс нейтронов {Еп>0,1 МэВ), Я^нейтр/см* массе Р и с. 5.23. Влияние облучения на длительную пластичность отожженных сталей 316 SS (сплошные кривые) и 304 SS (штриховая кривая) при различных темпера- турах облучения Доля выгоревших атомов, 10~3 Рис. 5.24. Зависимость пластичности сплава циркония (серия трубчатых образцов, испытанных в реакторе Halden) от выгорания топлива Рис. 5.25. Изменение твердости уран-алюминиевых сплавов с ростом выгорания топлива приводит к повышению пределов текучести и прочности и падению плас- тичности. Радиационное охрупчивание, обусловленное примесными атомами (Не, Н, N и др.) — продуктами ядерных превращений, пере- распределением химических элементов под облучением и другими фак- торами, может оказаться причиной хрупкого разрушения основных кон- струкций реактора. Предварительный анализ и обсуждение показывают, что радиационное упрочнение и охрупчивание связаны с основными де- фектами кристаллической структуры материалов: вакансиями, междо- узлиями, дислокациями и атомами примесей. На рис. 5.25 показано влияние облучения на твердость сплавов Al—U (с 10, 15 и 20% U по массе), а на рис. 5.26 - на твердость конст- 74
Рис. 5.26. Радиационное упрочнение реакторных нержавеющих сталей 304 SS (свет- лые точки) H316SS (темные точки) при различных температурах Рис. 5.27. Наработка Не в нержавеющей стали 347 SS (Д) и в Ni (О, •) при облу- чении быстрыми (•) и тепловыми нейтронами рукционных материалов — нержавеющих сталей 304 и 316. Кривые — результат эксперимента, они характеризуют типичную закономерность процесса радиационного упрочнения. Обычно о радиационном охрупчивании нержавеющих сталей упоми- нают как о гелиевом охрупчивании и циркониевых сплавов — как о во- дородном. Гелий образуется, главным образом, в результате ядерных реакций типа (л, а), (п, п а), а водород - в основном по реакции (л, р) и в результате радиолиза воды в активной эоне реактора. Вооб- ще, генерация примесных атомов, образующих пузыри (как *Не) или растворы внедрения (как Н, N), может привести к охрупчиванию реак- торных материалов, особенно конструкционных. На рис. 5.27 показана зависимость наработки гелия в никеле (или в содержащей этот никель нержавеющей стали) при облучении быстрыми или тепловыми нейтронами от флюенса нейтронов. Зависимость нара- ботки гелия от энергетического спектра быстрых нейтронов [2, 6] пока- зана на рис. 5.28. Наработка гелия, в частности, в конструкционных ма- териалах зависит от нейтронной обстановки в реакторе, т.е. энергети- ческого спектра нейтронов и сечения реакций (л, а), (л, п а) или (л, р), в свою очередь зависящих от энергии нейтрона. Из рис. 5.27 видно, что сечение реакции (л, а) на тепловых нейтронах выше, чем на быстрых. Любой конструкционный материал, подверженный радиационному упрочнению и охрупчиванию, может потерять большую часть пластич- ности и стать очень хрупким. При испытаниях на ударное растяжение экспериментально трудно получить кривые напряжение - деформация, подобные представленным на рис. 5.14 и 5.15. Для получения таких зависимостей используют метод ударных испытаний образцов с надре- зом, с помощью которого измеряют энергию разрушения стандартного образца при его ударном нагружении. На рис. 5.29 хорошо виден эффект охрупчивания стали А533В в состояниях до (сплошная кривая) и после 75
. °,Z К 0,10 “ 0,08 1 0,06 c> J---------1---------1________I 0,02 0 0,2 0,1 0,6 0,8 1,0 Отношение r/r0 200 QU iU LU U tv TV QU >ИСП?^ Рис. 5.29. Влияние облучения тепло- выми нейтронами на ударную вяз- кость по Шарли стали А533В, флю- енс 8,5 • 10*9 нейтр^см2 Рис. 5.28. Влияние спектра нейтронов на наработку Не в нержавеющих сталях 304 SS (•, о) и 316SS (□, А, ▲) при облучении в реакторе EBR-П до флюенсов 1,5• 102» - 7-1022 нейтр./см2 (£>0,1 МэВ) (штриховая) облучения тепловыми нейтронами (кривые построены по результатам испытаний образцов Шарли с V-образным надрезом). На рис. 5.30 представлены результаты определения поглощенной об- разцами Шарли из стали А302В механической энергии в состояниях до (светлые кружочки) и после (темные кружочки нейтронного облуче- ния. На обоих рисунках показано также смещение температуры вязко* хрупкого перехода (Тхр) этих материалов в результате облучения. Кри- вые на рисунках отражают типичную картину радиационного упроч- нения и охрупчивания материалов ядерных реакторов, особенно харак- терную для материалов корпусов реакторов. 5.10.4 . Изменение мехашнеских свойств и сдвиг температуры вязко- хрупкого перехода. Эти эффекты важны с точки зрения эффективнос- ти и безопасности работы топливных стержней и корпусов реакторов. Температура вязко-хрупкого перехода, определяемая по результатам ударных испытаний образцов Шарли с V-образным надрезом (см. рис. 5.29 и 5.30), является гюлуколичественной характеристикой, оп- ределяющей наименьшую температуру, при которой обусловленное внутренним давлением и облучением напряжение в материале оказы- вается чрезмерно большим. Выше этой температуры хрупкое разруше- ние корпуса реактора невозможно. Однако нейтронное облучение мо- жет сместить Тхр корпусного материала в область рабочих темпера- тур- Более детально влияние облучения на характеристики хрупкости (или пластичности) при ударных испытаниях и Тхр корпусной стали A35O-LF3 показано на рис. 5.31 [7]. Здесь же отмечена и температура так называемой нулевой пластичности. Следует отметить, что на рис. 5.31 приведены результаты по сдвигам температуры Тхр наруж- ных и внутренних слоев металла корпуса реактора, значения этих сдви- гов оказались различными. Это явилось следствием разницы флюен- сов нейтронов на внешней и внутренней сторонах корпуса. 76
Рис. 5.30. Влияние облучения быстрыми нейтронами на ударную вязкость по Шар- ли стали А302В промышленной выплавки, флюенс 5 -10*9 нейтр./см2, Е > 1 МэВ Рис. 5.31. Влияние облучения на ударную вязкость корпусной стали A35O-LF3 реактора РМ-2А: три кривые слева — необлученная сталь, справа — облученная при 260 С до фпжмнсов4.101в нейтр./см2 (,□) и 7,3-1018 нейтр./см2 (•, О) (Е>1МэВ) Влияние облучения на изменение механических свойств и сдвиг тем- пературы также связывают с основными дефектами кристалличес- кой структуры: вакансиями, междоузлиями, дислокациями и атома- ми примесей. 5.10.5 . Скорость ползучести и время до разрушения. Ползучесть — это медленная, пластическая и непрерывная деформация твердого ма- териала под действием постоянной нагрузки и в большинстве случаев при повышенной температуре [8—12]. Ползучесть, вызываемая облу- чением и сопровождающаяся высокой пластичностью топливных и кон- струкционных материалов, называется радиационной. То, что скорость ползучести топлива и конструкционных материалов под облучением должна повыситься, было первоначально теоретически предсказано и экспериментально обнаружено на урановом топливе. В последнее вре- мя значительное внимание уделяется этому эффекту и в ядерных кон- струкционных материалах. Скорость радиационной ползучести может во много раз превышать скорость обычной термической ползучести (без облучения) того же самого конструкционного материала. На рис. 5.32 приведена типичная кривая ползучести, характерная и для иеобпученных, н для облученных металлов и сплавов. На рис. 5.33 пред- ставлены кривые радиационной ползучести уранового топлива в состоя- ниях после различных видов горячей обработки: горячей прокатки в об- ласти a-фазы при 500 °C (кривая 1); закалки в воду с 800 °C для фик- сации у-фазы (кривая 2); отжига в области /3-фазы (кривая 3). Кри- вая 4 получена для необлученного урана. Для сравнения здесь же приве- дена кривая ползучести без облучения. Аналогично этому на рис. 5.34 показаны типичные кривые радиационной ползучести нержавеющих ста- лей AISI304 и AISI316. Кривые 1 и 2 — с облучением, кривые 3 я 4 — без облучения. Следует отметить, что большинство кривых на рис. 5.33 и 5.34 представляют собой первую и вторую стадии ползучести (см. рис. 5.32). По достижении третьей стадии ползучести происходит образование тре- тий и наступает разрыв образца. Время до разрушения определяется как 77
___________________Разрушение Первая Вторая Третья у стадия стадия стадиу Начальная неупруеая ^"'Деформация деформация""™перегодной ’^стидии^^лзучестц .^"’Деформация на. переходной стадии а. - , "ползучести (скорость 1 минимальна) Время испытания Рис. 5.32. Типичная кривая ползучести металлического материала О 20 SO 100 140 ISO 220 260 Длительность облучения, 10s с Начальная ьг упруеая дефор мацая Рис. 5.33. Радиационная ползучесть урана в потоке тепловых нейтронов 6х х 10 нейтр./ (см2 -с), температуре облучения 280 °C, напряжении растяжения 2 МПа в различных состояниях Длительность оВлучения, 10s с 100 10 Время до разрушения, ч Рис. 5.34. Кривые радиационной и термической ползучести нержавеющих сталей 304 SS (кривые 1, 3 и 316 SS (кривые 2, 4) при 460 °C, потоке быстрых нейтронов ~4,5 10* ’ нейтр./ (см2 -с) и напряжении ~120 МПа Рис. 5.35. Влияние облучения в реакторе EBR-II до флюенса 1,2-1022 нейтр./см1 2 на длительную прочность стали 316SS при различных температурах. Штриховые кривые соответствуют необлученным контрольным образцам в отожженном со- стоянии промежуток времени от начала ползучести до окончания разрушения образца или рассматриваемого реакторного материала. На рис. 5.35 показана зависимость времени до разрушения отожжен- ной нержавеющей стали 316 в облученном и необлученном состояниях от температуры и уровня напряжения. Из приведенных данных ясно, что время до разрушения облученных образцов относительно короче времени, необходимого для необлученных отожженных контрольных образцов. Вообще, предсказать скорость ползучести и время до разрушения ос- новных компонентов ядерного энергетического реактора довольно труд- но. По этой и другим причинам обычно на АЭС специальной службой надзора по определенным программам ведутся исследования образцов- свидетелей. 78
Pic. 5.36. Влияние облучении на усталостную прочность при 500 °C модифициро- ванной Ti стали 304 SS (плавка 3756): 1 - облучение в Аг при 750 °C до флюенса (2,6—4,6) -1021 нейгр./см2; 2 - конт- рольное облучение в Не при 750 °C до флюенса (2,6—4,5) • 1021 нейтр./см2 Рис. 5.37. Влияние предварительной обработки и облучения в Na при 450 °C до флюенса 1,98-1021 нейтрисы2 на усталостную прочность стали 316SS при 600 °C, е = 8-10-«с-»: 1 — необлученные контрольные образцы; 2 - закалка-ковка (на 27%) — от- пуск — облучение; 3 — отжиг - облучение 5.10.6 . Усталостная прочность. Цикличность рабочей температуры и как следствие цикличность механических напряжений — неотъемлемая и характерная особенность ядерных реакторов деления и особенно син- теза при работе. Повторяющиеся термические и вызываемые ими меха- нические циклы напряжения с размахом деформации Де или напряжения Да приводят к усталости, образованию трещин и разрушению реактор- ного материала при некотором числе циклов Nf. В [11, 12] для расчетных оценок усталостной прочности ядерных кон- струкционных материалов предложены аналитические выражения, полу- ченные из экспериментальных данных. Эти выражения связывают меж- ду собой размах общей (упругой и пластической) деформации де и число циклов до разрушения Nf, а также Де с размахом напряжений Да: Де = + mNf- (5.15) Де Да (Aa\z/y — + m---- £ \ °о / (5.16) где Е — модуль упругости; Оо, т, у, z — параметры материала и условий эксперимента. На кривых (рис. 5.36 и 5.37), построенных с использованием соотно- шений 5.15 и 5.16, показано влияние облучения на усталостную проч- ность нержавеющих сталей 304L (модифицированная титаном сталь 304 с низким содержанием углерода) и 316 соответственно [13]. Влияние облучения на усталостную прочность этих материалов при 750 °C не- сколько слабее, чем при 500 °C. В результате облучения усталостная прочность снижается (рис. 5.37). 79
В общем изменения под действием облучения механической прочнос- ти, пластичности (упрочнение и охрупчивание), температуры Гхр, ско- рости ползучести, длительной и усталостной прочности могут сильно по- влиять на конструкцию, режим, эффективность и безопасность работы ядерного реактора. 5.11. РАДИАЦИОННОЕ РАСПУХАНИЕ (СВЕЛИНГ) Радиационное распухание есть объемная нестабильность, вызываемая образованием пор и пузырей, а также скоплением инертных газов 8 5 Кг и *33Хе в топливных и *Не в конструкционных материалах [10]. При этом рост объема сопровождается снижением плотности материалов. При повышенных температурах и выгораниях радиационное распуха- ние может ограничить эксплуатационные качества топливных стержней (сборок) в процессе работы реактора [8]. На рис. 5.38 и 5.39 показаны характерные закономерности радиацион- ного распухания: на первом из них представлены температурные зави- симости распухания аустенизированной и холоднодеформированной на 20% нержавеющей стали 316, на втором - аналогичные зависимости распухания молибдена, ниобия и сплава TZM [11]. Для аустенитной ста- ли, облученной в быстром реакторе EBR-II, первый пик радиационного распухания обычно приходится на диапазоны флюенса нейтронов 1021 - 1022 нейтр./см2 и температуры облучения 450-550 °C. Для тугоплав- ких материалов с ОЦК-решеткой (Mo, Nb, сплав TZM), являющихся вероятными материалами первой стенки термоядерных реакторов, пик распухания приходится на диапазон температур 850-950 °C (пример- но 0,5 Гпл). Высота пика распухания растет с увеличением флюенса нейт- ронов на порядок (с 1022 до 1023 нейтр./см2) (рис. 5.39) 600 700 800 000 1000 1100 Температура обучения,°C Рис. 5.38. Температурные зависимости распухания аустенизированной и холодно- деформированной на 20% стали 316SS: □ - флюенс (0,75-1,25)-1022 нейтр./см2; О - (1,8—3) -1022 нейтр./см2; Д- (3,1-5,1) • 1022 нейтр./см2 Рис. 5.39. Температурные зависимости распухания Mo, Nb и сплава TZM: облучение тяжелыми нонами с энергией 6-8 МэВ до уровня повреждения 5-8 смещений на атом (кривые 1, 3); облучение быстрыми нейтронами в EBR-II, флюенс 6,1 • 1022 нейгрУсм1 (кривые 2, 4) и 2,5 • 10*’ нейтр./см2 (кривая 5) 80
Радиационное распухание топливных и конструкционных материа- лов является как бы комбинацией радиационных воздействий на физи- ческие (изменение плотности), тепловые (изменение теплопроводности) и механические свойства. 5.12. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА КОРРОЗИЮ Действие облучения на коррозию реакторных материалов в водных средах сказывается на ускорении химических реакций и повышении коррозионной активности. Согласно теоретическим представлениям существуют три основных механизма ускорения коррозии в водных средах под действием нейтронного облучения: 1) радиолиз воды и раство- ров, 2) разрушение тонкой защитной пленки на поверхности металлов и 3) влияние на скорость коррозии обусловленных радиацией измене- ний физических, тепловых и механических свойств металлов и сплавов. В результате радиолиза воды, например, могут образовываться во- дород, кислород, гидроксильные ионы и перекись водорода: Н2О -+ Н + ОН; 2Н2О - 2Н2 +О2; Н + Н - Н2; ОН + ОН -> Н2О2. Все они активизируют химические реакции и тем самым повышают коррозионную активность, особенно процесс окисления. При разруше- нии тонкой защитной пленки нейтронами коррозионному воздействию подвергаются свежие слои металла. Перераспределение напряжений или цикличность механического состояния материала способствуют корро- зии под напряжением или усталостной коррозии. Коррозионное растрес- кивание под напряжением или усталостное коррозионное растрес- кивание могут явиться причиной потери герметичности и разрушения твэлов (или сборок) легководных реакторов, топливных труб давле- ния тяжеловодных реакторов или стыковых соединений корпуса реак- тора с главным трубопроводом теплоносителя, в частности выходным трубопроводом. Влияние термообработки на послепереходную коррозию сплавов Zr - 2,5% Nb по массе и Zr — 2,5% Nb - 0,5% Си по массе в чистой воде и паре показано на рис. 5.40, на котором результаты по этим спла- вам сравниваются со стандартными данными для необлученного спла- ва циркалоя-2 — материала оболочек твэлов кипящих и труб давления тяжеловодных реакторов [14]. Вероятно, переходная стадия в реакто- ре длится примерно 30 дней по сравнению с 200-300 днями при вне- реакторных испытаниях. Из рис. 5.40 можно видеть, что скорость кор- розии (потеря массы) и облученных, и необлученных образцов изме- няется от температуры по экспоненциальной зависимости. На рис. 5.41 показано влияние облучения на скорость поспепереходной коррозии (содержание водорода) сплавов циркалоя-2 и Zr — 2,5% Nb по массе. Скорость коррозии растет с увеличением флюенса быстрых нейтронов [15]. При этом в той же пропорции растут количество поглощаемого циркониевыми сплавами водорода и степень окисления. 81
Рис. 5.40. Температурные зависимости послепереходной коррозии циркониевых сплавов для необлученного сплава Zr - 2,5% Nb по массе (а) и облученного спла- ва Zr - 2,5% Nb - 0,5% Си по массе (6) : Д - нагрев до области твердого раствора и быстрое охлаждение; □ - нагрев до области твердого раствора, закалка в воду и старение при 500 С, 24 ч; О — нагрев до области твердого раствора и закалка в воду Рис. 5.41. Влияние облучения на окис- лительную коррозию отожженных и хо- лоднодеформированных сплавов цирка- лой-2 и Zr - 2,5% Nb по массе в паре при 300 °C; О, • - отожженный циркалой-2; А, А - холоднодеформированный цир- калой-2; - холоднодеформирован- ный Zr - 2,5% Nb по массе; •, А, - трещины распространялись; О, А, □ - трещины не распространялись Коррозия в жидких металлах конструкционных материалов быст- рых и термоядерных реакторов и оборудования космических систем есть следствие нарушения термодинамического равновесия между твер- дым и жидким металлами на поверхностях раздела. Исследования показывают, что существуют следующие основные механизмы коррозии в жидких металлах: 1) растворение и осаждение в условиях перепада температуры (тепловая конвекция), 2) миграция частиц под действием градиента активности (диффузия) и 3) проник- новение жидкого металла в твердый (химические реакции примесных атомов, разрушение защитной пленки нейтронами и т.д.). Коррозия растворения — это прежде всего следствие растворимости твердого металла в жидком и ее изменения с температурой. Скорость растворения, как и коррозия, в большинстве случаев зависит также от 82
скорости потока жидкого металла. Переход атомов, в частности примес- ных, из твердого металла в непосредственно примыкающий к нему слой жидкого металла обычно происходит быстро и сравним по скорости с их последующей миграцией в жидком металле. Миграция под действием градиента активности возникает тогда, когда металлические или неме- таллические компоненты проявляют различную активность в двух твер- дых сплавах, контактирующих с жидким и образующих пару твердое тело — жидкость. Проникновение жидкого металла по границам зерен твердого имеет место, когда поверхностная энергия границ зерен более чем в 2 раза превышает энергию поверхности раздела металл - жидкость. Это основные механизмы коррозии в жидких металлах, таких как Na, NaK, используемых в реакторах на быстрых нейтронах, и Li, К — в реак- торах синтеза и космических аппаратах. Установлено [16, 17], что нейтронное облучение оказывает слабое влияние на усиление коррозии в Na. Однако изменение состава жидко- го металла вследствие нейтронной активации и ядерных превращений, видимо, несколько усиливают коррозию при высоких температурах. Различие в чувствительности скоростей коррозии в водных средах и в жидких металлах к радиационному воздействию обусловлено раз- личием основных механизмов коррозии в этих средах. Вообще, облу- чение нейтронами способно заметно усилить коррозию в реакторах с водяным охлаждением (легководные, тяжеловодные, кипящие и дру- гие реакторы) и лишь незначительно повысить скорость коррозии в жидкометаллических системах (реакторы на быстрых нейтронах, реак- торы управляемого синтеза и системы космических аппаратов). Корро- зионные свойства материалов ядерных реакторов тесно связаны с их физическими, тепловыми и механическими свойствами. 5.13. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ ПРИ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ Выше было рассмотрено влияние облучения на физические, тепло- вые, механические и химические свойства реакторных материалов при повышенных температурах. Здесь же обсуждается влияние облучения при криогенных температурах на свойствах электрических сверхпровод- ников и материалов сосудов для жидкого Не и Н. Сверхпроводники, например Nb3Sn, NbTi, необходимы для получения сильных магнит- ных полей, способных удержать высокотемпературную плазму в энерге- тических реакторах управляемого термоядерного синтеза (УТС). Та- кие конструкционные материалы, как титановые сплавы Ti — 5% Al — 2,5% Sn и Ti-6% Al-4% V по массе, используют для работы при темпе- ратурах жидкого гелия (4,2 К) и жидкого водорода (20 К) в косми- ческих аппаратах и ядерных реакторах. Сверхпроводящие материалы Nb3Sn (температура перехода около 11,8 К) и NbTi, как и указанные выше сплавы титана, освоены промышленностью. Применение сверх- проводящих систем возможно и в УТС, и в других системах преобра- зования энергии. Напрцмер, достижимая в импульсных устройствах плотность энергии 5-Ю7 Дж/м2 при магнитном потоке 10 Вб/м2 на- 83
Рис. 5.42. Зависимость предела текучести сплава Ti - 5% Al - 2,5% Sn по массе обычной (сплошная кривая) и высокой (штриховая) чистоты по примесям от флю- енса нейтронов. Максимальный флюенс 101* нейтр./см2, облучение при температу- ре 17 К Рис. 5.43. Зависимость предела текучести сплава Ti - 6% Al - 4% V по массе от флюенса нейтронов для отожженного (сплошная кривая) и состаренного (штри- ховая) состояний. Максимальный флюенс равен 1018 нейтр./см2; облучение при температуре 17 К много превышает возможности электростатических накопителей (кон- денсаторов) . Экспериментальные данные показывают, что облучение при крио- генных температурах ускоряет наступление охрупчивания, повышает механическую прочность сверхпроводников и материалов криогенных сосудов [18-23]. Пороговый флюенс для материалов УТС и косми- ческой техники при криогенных температурах равен 1017 нейтр./см2. На рис. 5.42 и 5.43 показаны зависимости пределов текучести и проч- ности от флюенса нейтронов, чистоты по примесям, старения и отжига для сплавов Ti — 5% Al — 2,5% Sn и Ti — 6% Al — 4% V по массе соот- ветственно [23]. Сверхпроводящие материалы могут играть важную роль в развитии термоядерной энергетики. Поэтому защита сверхпроводящих материа- лов магнитных систем термоядерных реакторов от нейтронного облу- чения является практически важной. 5.14. ОТЖИГ РАДИАЦИОННЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ Отжигом называется процесс термической обработки для снятия остаточных напряжений и возврата пластичности холоднодеформирован- ному (нагартованному) материалу. В последнее время процесс отжи- га применяется для устранения радиационных повреждений. Другими словами, отжиг может устранить последствия радиационного воздейст- вия на физические, тепловые и механические свойства реакторных ма- териалов, особенно топлива и конструкционных материалов. Механический наклеп металлов объясняется моделью, основанной на представлении об искажениях кристаллической решетки, а радиа- ционное повреждение — смещениями атомов из узлов решетки, терми- 84
(верхняя кривая) и электросопротивление Температура. Температура. (нижняя) облученных сплавов U—А1 Облучения Рис. 5.45. Влияние отжига на свойства облученных конструкционных материалов ческими пиками и пиками смещений и другими моделями (см. § 4.5). И холодный наклеп, и радиационное повреждение связывают, главным образом, с несовершенствами или дефектами кристаллического строе- ния (см. § 4.2—4.4). Поэтому отжигать можно и необлученные нагарто- ванные металлы, и радиационно-поврежденные реакторные материалы. Процессы при отжиге, приводящие к снятию радиационного повреж- дения реакторного материала, довольно сложны. Рассматриваются два типа отжига: термический отжиг и радиационный отжиг. Некоторые дефекты, вызывающие радиационную деградацию свойств материала, можно частично отжечь путем повышения температуры и длительности отжига и тем самым частично восстановить некоторые физические, теп- ловые и - механические свойства материала. При радиационном отжиге после достижения в процессе работы реактора уровня насыщения по- вреждения любое повышение температуры облучения приведет к отжи- гу повреждения. Отжиг радиационных дефектов в процессах возврата, рекристаллизации и роста зерен в материале также частично восстанав- ливает его физические, тепловые и механические свойства. На рис. 5.44 показано влияние отжига на твердость и электросопро- тивление облученных уран-алюминиевых сплавов [5], а рис. 5.45 дает определенное представление о влиянии отжига на изменение основных тепловых и механических свойств сплавов в результате процессов воз- врата, рекристаллизации и роста зерен. Из рис. 5.44 и 5.45 видно, что частичное восстановление при отжиге некоторых физических, тепловых и механических свойств материалов желательно и возможно. Однако следует учитывать влияние радиационной ползучести и радиационного распухания (неотжигающихся эффектов облучения) на конструкцию, режим эксплуатации, эффективность и безопасность работы реакторов. 5.15. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Радиационное воздействие, приводящее к деградации во времени ядерных, физических, тепловых, химических и механических свойств реакторых материалов, а также другие факторы могут сильно влиять 85
Таблица 5.2. Влияние облучения на ядерные, физические, тепловые н механические свойства материалов н их применение Свойство Изменение свойства с ростом флюенса Основная область при- менения Ядерные Эффективное сечение Уменьшается Делящиеся материалы деления Избыточная реактив* Эффективность топлива кость Выгорание топлива Увеличивается То же Физические Электросопротивление за УТС Магнитная восприми- Уменьшается Генерация магнитного чивость Магнито со противление ПОЛЯ Магнитные со против- Постоянная Холла Увеличивается, затем лея ия Электромагнитные Тепловые Теплопроводность уменьшается Уменьшается поля и силы Теплопередача при кон- Температуропровод- »» тактах То же кость Коэффициент терми- Слегка увеличивается Термосовместнмостъ веского расширения Механические Предел текучести Увеличивается (для Конструкционные мате- Предел прочности отожженных на твердый раствор материалов), изменяется в зависимос- ти от температуры облуче- ния (для холоднодефор- мнроваиных материалов) То же риалы реакторов деле- ния и синтеза: нержавею- щие стали 304, 316, цир- калой-2, циркалой-4, сплав Zr - 2,5% Nb по массе То же Циклический предел 33 33 текучести Пластичность Уменьшается 33 Равномерное удпнеение »» Материалы реакторов Поперечное сужение а» деления Материалы реакторов Твердость Увеличивается синтеза Конструкционные мате- Ударная вязкость по Уменьшается риалы и стержни управ- ления Корпуса реакторов де- Шарли Чувствительность к Увеличивается лен ня Первая стенка ТЯР надрезу при усталости Охрупчивание «3 Конструкционные мате- Температура вязко- 33 риалы То же хрупкого перехода Скорость ползучести зз >3 Длительная прочность Уменьшается Усталостная про<ыость Уменьшается в мало- Усталостная долговеч- цикловом режиме Увеличивается в много- »з кость цикловом режиме, уменьшается в малоцик- ловом режиме
Таблица 5.3. Различные технологические свойства материалов, применяемых в реакторостроенни н космической технике Свойство Характер изменения свойства Основная область про- явления Радиационное распухание Возрастает Топливные и конструк- Объем Увеличивается ционные материалы, Плотность Уменьшается стержни управления ре- акторов деления и синтеза Коррозия Увеличивается Незначительно увелти- вастся В водных средах В жидких металлах При криогенных температурах Сверхпроводимость Сильно ухудшается Сверхпроводники Предел текучести Увеличивается Материалы криоген- ной техники Предел прочности *» То же Охрупчивание ♦* ♦» После отжига Предел текучести Уменьшается (частично восстанавли- вается) Конструкционные мате- риалы Предел прочности То же То же Пластичность Увеличивается (частично восстанавливается) Твердость и хрупкость Уменьшается (частично восстанавливается) *» Электропроводность Увеличивается (частично восстанавливается) Электропроводящие материалы Магнитная восприим- То же Парамагнитные материалы чивость Теплопроводность Теплопередающие среды и теплоносители на констукцию, режим работы, эффективность и безопасность реакто- ра. Изменение этих свойств связывают с дефектами решетки, образую- щимися, главным образом, в результате бомбардировки материалов нейтронами при работе реактора. Число образующихся дефектов и их тип зависят не только от спектра и флюенса нейтронов, температуры и длительности облучения, но также и от кристаллической структуры, чистоты по примесям, легирующих элементов, вида термообработки материала и др. В табл. 5.2 обобщены экспериментальные данные, приведенные на рис. 5.4—5.45, а в табл. 5.3 дана качественная информация по радиацион- ному распуханию, влиянию облучения на коррозию, свойствам мате- риалов при криогенных температурах, а также влиянию отжига.
ГЛАВА 6 МЕТАЛЛИЧЕСКИЙ УРАН 6.1. ВВЕДЕНИЕ Уран является основным топливом, энергия деления ядер которого используется для производства электроэнергии. Что касается природ- ных ресурсов, то уран более распространен, чем серебро или ртуть. Ме- таллический уран давно используется в качестве топлива в некоторых энергетических реакторах и в большинстве учебных и исследовательских реакторов, которые работают при относительно низких температурах. Наиболее широко используемыми сплавами являются уран-алюминие- вые сплавы, применяемые в качестве топлива учебных и исследователь- ских реакторов; уран-магниевые сплавы, используемые в виде топлива газоохлаждаемых реакторов и уран-молибденовые сплавы, применяе- мые в качестве топлива быстрых реакторов-размножителей с жидко- металлическим теплоносителем. Имеется несколько руд, содержащих уран в той или иной концентра- ции. По оценкам уран составляет около 0,0004% земной коры. Факти- чески уран более распространен, чем такие относительно более привыч- ные элементы, как серебро, ртуть, висмут и кадмий. Общее количест- во урана в земной коре равно около 1014 т. Однако в большинстве мес- торождений содержание урана составляет 0,001% и менее, так что извле- чение металла с использованием современной технологии добычи пред- ставляется экономически нецелесообразным. Относительно хорошо разработанные или высокосортные руды со- средоточены в урановых месторождениях, расположенных в Южной Африканской республике, Юго-Западной Африке (отвалы золотонос- ных руд), Канаде, на Северо-Западной территории Австралии и районе Скалистых Гор в США. В этих рудах содержится по массе от 0,5 до 4% U главным образом в виде первичных минералов: уранинита и ура- новой смолки. Последние представляют собой естественные оксиды урана, состав которых изменяется от UOi до UO3. В высокосортных рудах, содержащих по массе 2-5% U, концентра- ция U3O8 (черный оксид) или UO3 (оранжевый оксид) доводится при- мерно до 50% стандартными горнорудными и металлургическими мето- дами, включающими дробление, грохочение, обесцвечивание, промыв- ку, флотацию и гравитационное разделение. Обогатительный процесс обычно выполняется вблизи места разработки урановой руды. Такая практика позволяет снизить затраты на транспортировку предваритель- но обогащенного материала на заводы для последующей его очистки и превращения в керамический или металлический уран. Керамичес- кий уран включает главным образом-оксидное, фторидное, карбидное и нитридное топлива, а металлический уран — алюминиевые, магниевые, молибденовые и тройные сплавы. Керамические топлива (UO2 в на- стоящее время и UC в будущем) в основном используются в ядерных энергетических реакторах, а металлические топлива использовались в некоторых энергетических реакторах и в большинстве учебных и иссле- 88
довательских реакторов (например, в реакторах типа ’’Аргонавт”, в реакторах для технических испытаний и т.д.), работающих при относи- тельно низких температурах. 6.2. ОСНОВНОЕ ТОПЛИВО ЯДЕРНОЙ ЭНЕРГЕТИКИ Как уже отмечалось, уран — основное топливо для получения энер- гии деления ядер, встречается в природе в виде различных минералов, входящих в большинстве случаев в изверженные породы и реже в пес- чаник и другие осадочные породы и даже в морскую воду. Естествен- ный уран обычно состоит из 0,712 — 0,720% 235U, 99,274—99,282% 238U и 0,0057 — 0,0058 % 23*U (см. табл. 3.3). Изотоп 235U является наибо- лее важным топливом, используемым в тепловых реакторах и, в част- ности, в тепловых энергетических реакторах. 238U не претерпевает де- ления при поглощении тепловых нейтронов, но делится под действием быстрых нейтронов, кинетическая энергия которых превышает порого- вую энергию деления (приблизительно 1,7 — 2,0 МэВ). Поглощение нейтронов 23 8U может привести к воспроизводству нового топлива (239Ри), которое может использоваться в быстром ре- акторе-размножителе [см. уравнение (3.1)]. Аналогичным образом поглощение нейтронов 232Th может привести к воспроизводству но- вого топлива (233U) [см. уравнение (3.2)]. Как 233U, так и 239Ри являются искусственными или синтетическими делящимися материа- лами, с помощью которых можно получить энергию деления. Таким об- разом, 238U (или обедненное урановое топливо) и 23 2Th представляют собой воспроизводящие материалы для получения 239Ри н 233U, a 23SU является основным делящимся материалом для получения энергии де- ления. 6.3. ПРОИЗВОДСТВО МЕТАЛЛИЧЕСКОГО И КЕРАМИЧЕСКОГО УРАНА Проектирование, строительство и эксплуатация ядерного реактора в сильной степени зависят от производства, характеристик и работо- способности его топлива. Для производства металлического и керами- ческого урана разработано множество различных методов [1-3]. Здесь описаны и обсуждены только некоторые из известных методов произ- водства ядерного топлива. Для очистки урановой руды или уранового концентрата обычно ис- пользуют экстракцию нитрата уранила и возгонку гексафторида ура- на [4]. В экстракционном методе тонкоизмельченный урановый концентрат реагирует с азотной кислотой HNO3, так что уран растворяется и пере- ходит в водный раствор в виде нитрата урана. Нитратный шламм по- дают в верхнюю часть экстракционной колонны, через которую снизу вверх прокачивается под давлением органический растворитель: три- бутилфосфат (ТБФ) или н-трибутилфосфат, разбавленный керосином. Нитрат уранила экстрагируется в ТБФ, и экстракт промывают разбав- 89
ленной азотной кислотой или водой для удаления небольшого коли- чества примесей. Для реэкстракции урана в водный раствор используют реэкстракционную колонну, заполненную водой. Затем раствор выпа- ривают для получения концентрированного гексагидрата нитрата ура- нила UO2 (NO3 ) 2 • 6Н2 О. о Если раствор нитрата уранила нагреть до температуры около 540 °C в присутствии источника водорода, то можно получить урановое нитрид- ное топливо: 2UO2 (NO3) 2 + 10Н2 -* 2UN + IOHjO. (6.1) В методе возгонки гексафторида урана (процесс фторидной возгон- ки) U3Og сначала тонко измельчают и просеивают, чтобы топливный материал был пригоден для химической обработки в кипящих слоях. Сортированное сырье поступает в химический реактор с кипящим сло- ем, где оно нагревается до температур 540—650 С и восстанавливает- ся газообразным водородом, образующимся в результате термической диссоциации (крекинг) аммиака NH3. Основной продукт UO2 прохо- дит через два последовательных реактора для гидрофторирования в кипящем слое, где он претерпевает химическую реакцию с безводным фтористым водородом при температурах 480—540 и 540-650 С соот- ветственно. В результате этой химической реакции образуется тетра- фторид урана (зеленая соль), представляющий собой твердое вещест- во с высокой температурой плавления (около 960 °C): UO2 + 4HF -* UF4 + 2Н2О. (6.2) Тетрафторид урана UF4 реагирует с газообразным фтором при тем- пературах 340— 480 °C с образованием гексатфорида урана: UF4 + F2 - UF6. (6.3) Твердый гексафторид урана сублимирует при атмосферном давлении при температурах выше 56,4 °C, так что он выходит из реактора для фто- рирования в кипящем слое в виде пара. На конечной стадии гексафторид урана подвергается очистке методом фракционной перегонки при дав- лении 35-70 Па. Очищенный гексафторид урана можно использовать в качестве исходного материала в процессе разделения изотопов или обогащения 23 5U на газодиффузионном заводе. Таким способом полу- чается обогащенное 235U топливо, широко Используемое в легковод- ных (энергетических и исследовательских) реакторах PWR и BWR. Исходным продуктом для производства металлического или керами- ческого урана обычно служит концентрированный водный раствор нитра- та уранила, получаемый экстракционным методом, как при получении нитрида урана UN. Раствор нагревают в денитраторе до температуры около 550 °C для удаления избыточной воды и разложения нитрата до образования триоксида урана UO3 (оранжевый оксид). Триоксид вос- станавливают в химическом реакторе с кипящим слоем при температу- ре около 600 °C с помощью водорода, получаемого крекингом газооб- разного аммиака. Продукт восстановления представляет собой чистый 90
диоксид урана UO2 (коричневый оксид): ио3 + Н2 -* UO2 + Н2О. (6.4) Аналогичным образом диоксид можно получить путем нагревания чер- ного оксида U3Oe: U3O8 + 2Н2 - 3UO2 + 2Н2О. (6.5) Диоксид урана после измельчения до тонкого порошка легко исполь- зовать для приготовления топливных таблеток с помощью соответст- вующего процесса спекания при температуре около 1700 °C. Спеченные таблетки UO2 в настоящее время являются основным ядерным топливом для тепловых энергетических реакторов LWR, HWR и т.д. Для получения металлического урана диоксид UO2 сначала гидро- фторируют с помощью безводного фтористого водорода с образованием UF4 [см. уравнение (6.2) ]. Тонкоизмельченную зеленую соль UF4 за- тем нагревают в стальной изложнице (или в графитовом тигле) вместе с магнием или кальцием высокой чистоты: UF4 + 2Mg -+ U + 2MgF2; (6.6) UF4 + 2Са -+ U + 2CaF2. (6.7) Шлак в виде MgF2 или CaF2 на поверхности металлического урана можно отделить и удалить. Металлический уран, изготовленный таким простым методом, был использован при создании первого ядерного реактора де- ления в 1942 г. (Чикаго, реактор № 1, СР-1). Позднее были построены реакторы по типу реактора Calder Hall с газовым теплоносителем, гра- фитовым замедлителем и урановым металлическим топливом, предназ- наченные для производства нового топлива —плутония и электроэнергии. Для получения металлического урана высокой чистоты стальная из- ложница обычно облицовывается такими тугоплавкими материалами, как фторид магния (флюорит) или фторид кальция. Металлический уран удаляют, переплавляют при температуре около 1300 °C в графи- товом тигле в вакууме для исключения летучих примесей и отливают в изложницы. Приготовленные таким образом слитки металлического урана можно использовать для получения различных топлив или сплавов. Необогащенный гексафторид урана, а также гексафторид урана, обо- гащенный в той или иной степени, могут служить в качестве другого ис- ходного материала для получения тетрафторида при температуре око- ло 375 °C в ходе производства металлического урана или диоксида урана: UF6 + Н2 -* UF4 + 2HF. (6.8) Затем UF4 восстанавливает магнием или кальцием для получения ме- таллического урана, как это показано в уравнениях (6.6) и (6.7). Преобразование гексафторида, сильно обогащенного 23 SU (продукт завода по разделению изотопов), в тетрафторид урана должно осущест- вляться модифицированным способом во избежание любой возмож- ности образования критической массы для цепной реакции деления. 91
В модифицированном методе преобразования в химический реактор сна- чала подается водород, затем газообразный фтор и наконец пары гекса- фторида, обогащенного 23 5U. Реактор нагревают для осуществления реакции между UF6 и Н2. Образующийся при этом тетрафторид урана непрерывно удаляют безопасным способом [см. уравнение (6.8) ]. По реакциям (6.6), (6.7) образуется обогащенный металлический уран, который может использоваться, например при производстве уран-алю- миниевого (сплавного) топлива для учебных и исследовательских ре- акторов. Для преобразования необогащенного или слабообогащенного гекса- фторида урана в диоксид урана гексафторид гидролизуют с помощью разбавленного раствора аммиака с образованием осадка диураната ам- мония. Диуранат аммония отбирается, сушится и нагревается в смеси пара и водорода для получения диоксида урана в ходе производства необогащенного и обогащенного топлив. Слабо обогащенный диоксид урана используется в настоящее время для изготовления топливных таблеток, которые, в свою очередь, могут применяться при производстве твэлов для легководных реакторов (как с водой под давлением, так и кипящих), предназначенных для выработ- ки электроэнергии. Для извлечения металлического или керамического урана (до 90%) и получения нового плутониевого топлива (около 6,0-7,5%) отрабо- тавшие твэлы могут перерабатываться описанными ранее методами экс- тракции или возгонки гексафторида. Последующий процесс получения металлического урана, нитрида урана или диоксида урана, т.е. необога- щенных или обогащенных уранового, нитридного или диоксидного топ- лив, не будет отличаться от уже рассмотренного. Помимо таких керамических топлив, как нитрид урана и диоксид урана, большой потенциальный интерес представляет монокарбид ура- на UC, особенно для больших энергетических реакторов, которые могут работать при высоких температурах с большими тепловыми коэффи- циентами полезного действия [5]. Если UO2 обычно называют оксид- ным топливом, то UC — карбидным топливом ядерных реакторов. Хо- тя UC не был разработан до такой степени, как UO2, он имеет ряд по- тенциальных преимуществ, и его свойства близки свойствам как метал- лического урана, так и оксидного топлива. По теплопроводности и ра- диационной стойкости UC значительно превосходит UO2 [6, 7]. Существуют два метода получения карбидного топлива или образ- цов монокарбида урана, в которых в качестве исходных материалов ис- пользуются металлический уран и диоксид урана. При первом методе металлический уран сначала получают в виде тон- кого порошка путем преобразования до гидрида в присутствии такого углеводородного соединения, как метан. Химическая реакция уранового порошка с метаном при температуре 600 °C приводит затем к образо- ванию UC в порошкообразной форме. При втором методе соответствующая смесь UO2 и графитового по- рошка нагревается до температуры 1600- 1900 °C в вакуумном контей- нере с образованием UC. Монокарбид урана получается также в случае приготовления порошка диоксида урана из диураната аммония путем 92
прокаливания и восстановления графитовым порошком при темпера- туре 600-850 °C [8]: UO2 + 2С -* UC + СО2. (6.9) Полученный UC можно измельчить механическим способом до тонкого порошка для приготовления карбидного топлива. Металлические топлива, например металлические сплавы, характе- ризуются высокой плотностью атомов делящегося и воспроизводяще- го материалов, хорошей теплопроводностью и хорошей обрабатывае- мостью. Эти свойства металлического топлива обусловливают принци- пиальные преимущества учебных и исследовательских (для испыта- ний материалов) реакторов, предназначенных для работы с высоким потоком нейтронов при низких температурах, перед энергетическими реакторами, работающими на керамическом топливе. 6.4. МЕТАЛЛИЧЕСКИЙ УРАН Обогащенный или необогащенный (естественный) уран может ис- пользоваться в качестве основного топлива для получения энергии деле- ния ядер ие только в виде керамического топлива, но и в виде чистого металла, металлического сплава и другого соединения. Чистый метал- лический уран использовался в качестве топлива в большинстве пер- вых реакторов вследствие того, что он содержит максимальное число делящихся атомов (по природе) в единице объема для поддержания цепной реакции. Однако из-за плохих механических свойств, радиацион- ной нестабильности и анизотропии свойств металлический уран был заме- нен урановыми (металлическими или неметаллическими) сплавами [9, Ю]. Чистый уран представляет собой плотный, массивный, твердый и серебристый металл. В свежеприготовленном виде ои имеет характер- ный блеск. Однако на воздухе он быстро тускнеет вследствие образо- вания тонкой защитной окисной пленки на поверхности. Ядерные, физи- ческие, теплофизические и механические свойства металлического ура- на представляют определенный интерес, поскольку характеристики ме- таллических топливных урановых сплавов до некоторой степени зави- сят от этих свойств. 6.4.1. Ядерные свойства. Микроскопические сечения для тепловых нейтронов Of, ас, аа (=Of + ас) и ядерные параметры а, т? и v (в стан- дартном обозначении) делящихся нуклидов и естественного урана при- ведены й табл. 6.1 (см. также § 3.2 и 6.2) [11]. Ядерные сечения и параметры, зависящие от энергии нейтронов или энергетического спектра, оказывают очень большое влияние на выбор материалов при проектировании ядерного реактора деления. 6.4.2. Физические свойства. Кристаллографические параметры ура- на установлены с высокой степенью точности. Однако некоторые физи- ческие и физико-металлургические свойства затрудняют применение металлического урана из-за фазовых превращений в трех аллотропи- ческих модификациях и их анизотропии. Тремя аллотропическими фа- 93
Таблица 6.1. Тепловые нейтронные сечения и ядерные параметры делящихся нуклидов Нуклид Сечение де- ления Оу, б Сечение за- хвата Ос, б Сечение по- глощения Од, б a = ac/Of V Г1= 1 + а V 233и 531,1 47,7 578,8 0,0899 2,287 2,492 235ц 582,2 98,6 680,8 0,169 2,068 2,418 23«и — 2,71 2,71 — — — Естест- венный уран 4,18 3,50 7,68 0,837 Таблица 6.2. Основные физические свойства урана Температура, °C Плотность, г/см3 a-Фаза орторомбическая 20 19,04 200 18,88 400 18,67 650 18,33 (3-Фаза тетрагональная 670 18,16 700 18,13 770 18,07 у-Фаза объемноцентрированная кубическая 775 17,93 900 17,79 1110 17,55 Р и с. 6.1. Ячейки кристалли- ческой структуры и параметры решетки а-урана зами и структурами являются a-фаза с орторомбической структу- рой, от комнатной температуры до 666 °C; (3-фаза с тетрагональной структурой, 666—771 °C; 7-фаза с обьемноцентрированной кубической структурой, 771-1130 °C (табл. 6.2). Две орторомбические ячейки a-фазы при комнатной температуре схематически представлены на рис. 6.1. Структура каждой ячейки аналогична структуре искаженной гексаго- нальной плотноупакованной решетки. Принятые значения параметров решетки (константы) орторомбичес- кой структуры при комнатной температуре приведены ниже [12]: а = 2,852, Ь = 5,865, с = 4,945 А (А = 10“8 см). [100] [010] [001] Значения параметров решетки U высокой чистоты при комнатной темпе ратуре приведены в [13]: а = 2,8482, Ь = 5,8565, с = 4,9476 А. 94
(6.10) Плотность урана р можно рассчитать, зная параметры решетки а, Ь, с, относительную атомную массу М и число атомов в ячейке п, по формуле Мп Р =------- abcNa где Na — число Авогадро. Расчет показывает, что плотность металлического урана уменьшает- ся с ростом температуры. Анизотропия физических свойств является одной из уникальных ха- рактеристик урана. 6.4.3. Теплофизические свойства. Три основные теплофизические ха- рактеристики металлического уранового топлива включают: 1) терми- ческое расширение, 2) теплопроводность или температуропроводность и 3) эффект термического циклирования. Эффект термического цикли- рования связан с размерной нестабильностью поликристаллического U и обсуждается ниже при рассмотрении влияния облучения на урановые топлива. Аномалии термического расширения в трех главных кристаллографи- ческих направлениях поликристаллического U связаны с анизотропией его свойств. Термическое расширение или увеличение линейных разме- ров кристаллической решетки и объемное расширение, определенные путем измерения параметров кристаллической решетки рентгеновским методом, показаны для а-урана на рис. 6.2 [14, 15]. Из рисунка видно, что с ростом температуры линейное термическое расширение в направ- лениях [100] и [001] увеличивается, а в направлении [010] имеет мес- то термическое сжатие. Объемное термическое расширение (определяе- мое линейным термическим расширением и сжатием в трех главных направлениях) увеличивается с ростом температуры. Эксперименталь- ные кривые объемного термического расширения показывают, что объем U увеличивается с ростом температуры во всем интервале от твердого до жидкого состояния со скачкообразным изменением во время фазо- вых переходов, как это видно из рис. 6.3 [16]. При проектировании твэлов следует избегать резких изменений объема топлива, связанных с превращениями а и (3 -+?. Линейная мощность или уровень мощности твэла часто лимитируют- ся теплопроводностью топлива, если необходимо избежать плавления топлива в центре. На рис. 6.4 представлены некоторые эксперименталь- ные данные по теплопроводности [17-20] (см. рис. 5.13). Большой разброс экспериментальных данных по теплопроводности урана частич- но связан с анизотропией U и частично с технологией его получения. Данные по температуропроводности U при высоких температурах [21] получить легче, чем данные по теплопроводности, поскольку фак- тическое количество передаваемого тепла в первом случае определять не надо. Температуропроводность а связана с теплопроводностью к и плотностью р следующим соотношением: а = кСрр, (6.11) где Ср — теплоемкость при постоянном давлении. Для измерения тем- 95
Рис. 6.3. Объемное терми- ческое расширение U результатам измерений монокристал- 2-6 - линейное расширение; 3 и 6 - построены по результатам измерений Рис. 6.2. Термическое расширение а-урана: 1 — объемное расширение, построена по лов и параметров решетки поликристаллов; получены для монокристаллов, а 2, 4, 5 — параметров решетки Рис. 6.4. Теплопроводность U, термообрабо- танного в /3-области, вдоль направления про- катки пературопроводности пользуются нестационарными методами, тогда как теплопроводность измеряют при стационарном режиме теплопере- дачи. Температуропроводность меньше изменяется с температурой, чем теплопроводность. Во всем интервале температур существования а-ура- на температуропроводность его изменяется только в пределах 0,10 — 0,12 см2/с. 6.4.4. Механические свойства. Чистый U можно считать пластичным металлом. Упругие характеристики U и его пластические (неупругие) характеристики представляют большой интерес. Вследствие анизотро- пии свойств механические свойства U, как правило, зависят от ориен- тации зерен. В свою очередь ориентация зерен, а также их размер зави- сят от технологического процесса изготовления (истории изготовления) и термической обработки. Механическая прочность U быстро понижа- ется с ростом температуры. Механические свойства U сильно зависят от концентрации примесных атомов (например, продуктов деления) и легирующих элементов (урановые сплавы). Предел текучести, предел прочности и пластичность массивного U могут изменяться в широких пределах в зависимости от предпочти- 96
Рис. 6.5. Типичная кривая напряжение-деформация для U. Наклон кривой в нача- ле координат характеризует модуль упругости: 1 - предел текучести при остаточной деформации 0,2%; 2 - предел упругости Таблица 6.3. Механические свойства U Метод изготовления и термообработка Температура испытаний, °C Предел те- кучести, МПа Предел прочности, МПа Удлинение, % Прокатка при 300 °C Отжиг в а-области при 20 300 777 6,8 600 °C 500 35 77 61,0 Отжиг в (3-области при 20 171 448 8,5 700 °C 500 49 73,5 44,0 Прокатка при 600 С Отжиг в a-области при 20 182 619,5 15,5 600 °C 300 133 224 43,1 500 35,6 77,7 61,0 Отжиг в (3-области при 20 175 434 6,5 700 °C 300 108,5 182 33,0 Модуль уп- Модуль Объемный Коэффици- ент Пуассо- Материал и вид испытания ругости, ГПа сдвига, ГПа модуль уп- ругости, ГПа Статическое сжатие (средние значения) Динамическое растяжение 178,5 74,2 99,4 0,20 после: ковки 263,7 83,3 — 0,20 прессования в у-области 265,1 84 120 0,21 То же 212,1 84,7 122 0,25 ” (структура у-твердого раствора) 215 85 125 0,25 тельной ориентации зерен, их размера, технологического процесса из- готовления, термической обработки, содержания примесей и т.д. Типич- ная кривая напряжение-деформация для металлического U, а также упругие и пластические характеристики U показаны на рис. 6.5. В табл. 6.3 приведены приблизительные значения предела текучести, 4 — Зак. 702 97
предела прочности н удлинения металлического U, находящегося в раз- личных состояниях (различные технологические процессы и термичес- кие обработки). Наилучшие свойства при растяжении, по-видимому, имеет U, полученный методом прессования в 7-области, и U со структу- рой метастабильного т-твердого раствора. 63. КОРРОЗИЯ Уран химически активен и реагирует при комнатной температуре с воздухом, кислородом, водородом, водой, парами воды и другими ре- агентами. При взаимодействии с водой U образует стабильный оксид UO2, а при взаимодействии с водородом — гидрид урана UH3. Скорость взаи- модействия между ураном и водородом при температурах, представляю- щих практический интерес, значительно выше скорости взаимодействия между ураном и водой. Если на поверхности урана образуется защит- ная пленка UO2, то имеет место один тип коррозии урана в воде, а ес- ли не образуется, то другой. По мере увеличения толщины пленка UO2 может растрескиваться, отслаиваться и обнажать свежую поверхность U. На рис. 6.6 показаны различные кривые коррозии U в аэрированной дистиллированной воде [22, 23]. Когда защитная пленка не разрушает- ся, экспериментальные кривые, полученные при температурах 50—70 °C, свидетельствуют о низкой скорости коррозии в течение длительных периодов времени. Растрескивание и разрушение пленки UO2 сопро- вождается повышением скорости коррозии. При температурах 80 и 100 °C защитная пленка образуется слабо и коррозия образцов проис- ходит с постоянными скоростями. В насыщенной водородом или обезгаженной воде коррозия при уме- ренных температурах протекает линейно со временем (в течение дли- тельных периодов времени). На рис. 6.7 представлены скорости кор- розии при различных температурах [22, 23]. 0 25 50 75 100 125 150 t,cyr Рис. 6.6. Коррозия U в деаэрированной дистил- лированной воде, зависимость потери массы JV образца от времени испытания t Рис. 6.7. Скорость коррозии U в насыщенной водородом воде 98
Основной механизм коррозии связывается в большинстве случаев с гидридной реакцией. Эта химическая реакция играет существенную роль в увеличении общей скорости коррозии (оксидной и гидридной), когда продукт оксидной коррозии защищает металлическую поверх- ность от доступа воды. Водород, образующийся в процессе коррозии в воде, может диффундировать через продукт оксидной коррозии и при- водить к быстрому взаимодействию водорода с ураном. В результате образования гидрида UH3 скорость коррозии увеличивается. Существуют три основных класса урановых сплавов, которые, по-ви- димому, могут образовывать и сохранять защитную оксидную пленку при таких высоких температурах, как 350 С. К этим сплавам относят- ся: 1) сплавы со структурой метастабилыгой 7-фазы, 2) пересыщенные а-фазные сплавы и 3) интерметаллические соединения. Эксперименталь- ные данные показывают, что скорости коррозии этих сплавов, например сплава U с 3% по массе молибдена или интерметаллических соедине- ний UAlj, UAI3 и UAU, приемлемы в отношении эксплуатации твзлов в реакторах. Однако, как правило, скорость коррозии U и его сплавов увеличивается с ростом температуры, интенсивности облучения (радиа- ционная коррозия) и времени пребывания в реакторной среде. 6.6. СПЛАВЫ УРАНА Существуют три основных класса урановых сплавов: интерметалли- ческие соединения UAlj и UAI3, сплавы со сравнительно небольшими добавками элементов, предназначенных для модификации кинетики распада /3- или 7-фазы и получения беспорядочно ориентированной мел- козернистой структуры, и сплавы, в которых концентрации легирую- щих добавок достаточны для стабилизации обьемноцентрнрованной кубической 7-фазы. Во всех случаях выбор элементов для легирования U ограничен соображениями экономии нейтронов в ядерном реакторе. Другими словами, исключаются элементы с относительно большим се- чением поглощения нейтронов. В качестве легирующих элементов для образования урановых спла- вов трех основных классов рассматривались Al, Be, Ti, Zr, V, Nb, Та, Сг, Мо и т.д. [24, 25]. Однако до настоящего времени наиболее широ- кое использование и наибольшую разработку получили сплавы U-A1, U—Mg и U—Мо. Эти сплавы можно рассматривать также в качестве ос- новных бинарных или тройных систем уранового топлива. Основные преимущества металлического топлива заключаются в высокой плотности атомов делящегося и воспроизводящего материа- лов; в хорошей экономии нейтронов; в большой теплопроводности и в хорошей обрабатываемости. Эти характеристики были продемон- стрированы при изготовлении и эксплуатации топлива для реактора EBR-II. 6.6.1. Уран-алюминиевые сплавы. Алюминий использовался в ка- честве материала оболочек для урановых топливных пластин или прут- ков при изготовлении твзлов для учебных и исследовательских тепло- вых реакторов. Контролирующими факторами при использовании это- го оболочечного материала являются его физические свойства и ХИМИ- ЧА 99
Таблица 6.4. Основные свойства интерметаллических фаз в системе U—А1 Интерметал- лическое со- единение Плотность, г/см3 о Точка плавления, С Кристаллическая структура Параметр решетки, А UA12 8,1 1590 Г ранецентрирован- ная кубическая 7,745 UA13 6,7 UA13 £ UA12 + + расплав, 1350 (пери- тектика) Простая кубичес- кая 4,278 UAI4 6,0 UA14 UA13 + + расплав, 730 Орторомбическая а =4,41, Ь =6,27, с = 13,71 ческое взаимодействие между U и А1 при высоких температурах. При использовании в учебных и исследовательских реакторах при сравни- тельно низких температурах сплавы U—А1 имеют значительно лучшие по сравнению с металлическим U радиационную стабильность, механи- ческую прочность и коррозионную стойкость. При высоких температурах сплавы U—А1 образуют интерметалли- ческие соединения. Свойства промежуточных фаз, образующихся в си- стеме уран—алюминий, приведены в табл. 6.4. На рис. 6.8 представлена диаграмма состояния сплавов уран—алю- миний, которая дает представление об условиях образования этих ин- терметаллических соединений и соотношениях между составом и тем- пературой [26]. 6.6.2. Уран-магниевые сплавы. Магниевые сплавы Mg-Al-Be (маг- нокс), Mg—Zrn т.д. использовались в качестве материалов оболочек уранового топлива при разработке и эксплуатации газоохлаждаемых реакторов в Великобритании и Франции (по типу реактора Calder Hall). Хотя магний не так прочен и не так стоек к коррозии в парах во- ды, как алюминий, он превосходит алюминий в отношении экономии нейтронов, так как его сечение поглощения тепловых нейтронов состав- ляет менее 1/3 сечения алюминия (0,241/0,69 = 0,30). Магний используют как материал для оболочек твэлов газоохлаж- даемых реакторов. К материалам оболочек твэлов предъявляются сле- дующие основные требования: 1) достаточная механическая прочность и пластичность; 2) совместимость с материалом топлива и теплоноси- теля; 3) низкое сечение поглощения нейтронов; 4) низкая наведенная радиоактивность и высокая радиационная стабильность и 5) высокая коррозионная стойкость (см. гл. 3). Алюминий и магний отвечают этим требованиям. В процессе изготовления твэла оболочка гидравлически напрессовывается на топливный урановый стержень, который обычно закаливается из /3-фазы и отжигается в a-области при температуре 500 °C. Во время такого технологического процесса в твэле может про- исходить металлургическое сцепление между ураном и магнием. На рис. 6.9 приведена равновесная диаграмма состояния системы U—Mg [26]. Во вставке в увеличенном масштабе показана часть диаграммы 100
состояния, где образуются сплавы U—Mg. Эта часть диаграммы пред- ставляет наибольший интерес при рассмотрении твэлов газоохлаждае- мых реакторов. Физические и механические свойства оболочечных материалов систем Mg-Al, Mg—Al-Ве (например, сплавов магнокс А-12 или магнокс А-18) и Mg-Zr можно найти в оригинальных работах [27-30]. 6.6.3. Уран-молибденовые сплавы. Уран-молибденовые сплавы были выбраны в качестве материалов металлического топлива для быстрых реакторов-размножителей с жидкометаллическим теплоносителем (реакторы LMFBR). К таким реакторам относятся, например, экспе- риментальные реакторы-размножители EBR-I и II и энергетический быст- рый реактор Энрико Ферми. В металлическом топливе этих реакторов на быстрых нейтронах молибден является основным легирующим эле- ментом, способствующим сохранению у-фазы урана во всей области рабочих температур. Молибден может не только модифицировать ки- нетику фазовых превращений для получения беспорядочно ориентиро- ванной мелкозернистой структуры, но стабилизировать у-фазный уран во избежание размерной нестабильности. На рис. 6.10 приведена диаграмма состояния сплавов U-Mg, а на рис. 6.11 - данные, свидетельствующие о влиянии добавок молибде- на на размерную стабильность урана, т.е. данные по удлинению в резуль- тате термического циклирования образцов сплавов U—Mg, закаленных из у-фазы и имеющих структуру метастабильной у-фазы [31]. Добав- ки молибдена в количестве примерно до 3% по массе могут стабилизи- ровать размерную неустойчивость, которая является характеристикой 101
Число циклов Рис. 6.10. Диаграмма состояния сплавов уран-молибден Р и с. 6.11. Влияние добавок Мо на размер- ную стабильность (сплавы закаливались из 7-фазы). Около кривых указано массовое содержание Мо, % а-урана и обусловлена его анизотропией, как это уже обсуждалось. Боль- шего улучшения можно достичь закалкой в воду из 7-фазы, чем закал- кой в воду из /3-фазы. В качестве ядерного топлива для реакторов LMFBR обычно используются уран-молибденовые сплавы, содержащие от 3 до 10% по массе молибдена. При закалке в воду в этих сплавах со- храняется метастабипьная 7-фаза. 6.6.4. Сплавы урана с фиссиумом. Некоторые легирующие элемен- ты, такие как Мо, Nb, Zr, Rh, Ru и т.д., были предложены и испытаны [24, 25] для получения тройных и многокомпонентных систем спла- вов. В качестве топлива быстрых реакторов-размножителей с жидко- металлическим теплоносителем (например, реактора EBR-II) в настоя- щее время используются сплавы U с фиссиумом, которые могут обес- печивать повышенную радиационную стойкость твзлов [32—34]. В процессе пирометаллургической (или пирохимической) переработ- ки топлива реактора EBR-II из топливного цикла удаляется только часть продуктов деления. Те элементы продуктов деления, которые остаются в топливном цикле, все вместе получили название фиссиум Fs. Типичный состав фиссиума, который может установиться после мно- гих циклов переработки топлива на основе 23SU, приведен в табл. 6.5 [34]. Микроструктуры и температуры превращения в сплавах U—Fs изучались с помощью образцов, синтезированных из стабильных изото- пов с добавками молибдена и рутения вместо технеция [31]. Исследо- вания показали, что сплавы урана с фиссиумом обладают повышенной радиационной стойкостью и лучшей теплопроводностью. Из рис. 6.12 видно, что теплопроводность сплава урана с 5% по массе фиссиума быст- рее увеличивается с ростом температуры, чем теплопроводность чисто- го урана или сплава U—Pu—Fs. 102
Таблица 6.5. Равновесное содержание элементов продуктов деления (фиссиума) после многих циклов переработки топлива на основе 2 5 U Элемент Массовое содер- жание в сплаве U-Fs, % Элемент Массовое содер- жание в сплаве U-Fs, % Мо 3,42 Ru 2,63 Тс 0,99 Rh 0,47 Pd 0,30 Zr 0,10 Nb 0,01 U 92,09 Рис. 6.12. Теплопроводность сплавов U с Fs: 1 — чистый уран; 2 — сплав U — 5% Fs по массе; 3 - сплав U - 15% Ри - 10% Fs по массе Недавно было найдено, что неметаллический продукт деления Si, присутствующий в переработанном топливе реактора EBR-II концент- рации (1—2) 10“2 % по массе, оказывает положительное влияние на характеристики топлива. Он может улучшать радиационную стабиль- ность топлива и, в частности, уменьшать радиационное распухание топ- лива при высоком выгорании [35]. 6.7. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА УРАНОВОЕ ТОПЛИВО Основное влияние облучения (нейтронного), непосредственно свя- занного с применением U в ядерной технике, проявляется через радиа- ционный рост, рост при термическом циклировании, радиационное рас- пухание и радиационную ползучесть. Металлическое урановое топливо особенно чувствительно к этим радиационным эффектам при работе в ядерном реакторе. Как уже обсуждалось, размерной стабильности мож- но добиться, добавляя к топливу соответствующие легирующие элемен- ты. Однако радиационное распухание и радиационная ползучесть, свя- занные с объемной стабильностью, а также с механической прочностью и пластичностью, могут способствовать разгерметизации твэлов и лими- тировать работоспособность топлива [35, 36]. В то же время скорость коррозии уранового топлива в реакторной среде увеличивается с рос- том интенсивности облучения [35]. 6.7.1. Радиационный рост. Радиационный рост представляет собой размерную и структурную нестабильность уранового топлива, обуслов- ленную анизотропией урана. Он происходит в области относительно низких температур, составляющих около 0,2 абсолютной температу- ры плавления (около 300 С). Если скорость изменения длины топлив- 103
Рис. 6.13. Изменение длины при облучении уранового топлива (образцы проката- ны при 600 °C) Рис. 6.14. Изменение длины при облучении уранового топлива (образцы проката- ны при 300 °C и закалены из 0-фазы) : 1 — закалка в воду; 2 — отжиг и рекристаллизация ного образца при облучении постоянна, то коэффициент радиационно- го роста Gj в трех кристаллографических направлениях можно опреде- лить следующим образом [37]: Относительное удлине- „ 1 dL _ 1п(£/£о) _ ние,% .. . О, -------------------------------------------------------, (6.12) L dN Доля общего числа раз- Выгорание атомов, % делившихся атомов где L о и L — исходная и конечная длина образца; N — общее число деля- щихся атомов в образце. На рис. 6.13 приведены данные по радиационному росту (удлинению) уранового топлива, полученного методом прокатки при 600 °C, в зави- симости от выгорания. На рис. 6.14 для сравнения приведены аналогич- ные данные для U, прокатанного при 300 °C с последующей закалкой из 0-фазы или с последующими отжигом и рекристаллизацией [38]. Из этих экспериментальных кривых можно видеть разницу в радиаци- онном росте термообработанного и нетермообработанного топлив. 6.7.2. Рост при термическом циклировании. Рост поликристалличес- кого урана (уранового топлива) при термическом циклировании так- же представляет собой размерную и структурную нестабильность при повторных циклах нагрева и охлаждения в температурной области су- ществования a-фазы. Степень размерной и структурной нестабильности зависит главным образом от числа циклов нагрев—охлаждение Nc, ко- торым подвергается образец Коэффициент роста G,- в трех кристалло- графических направлениях в результате термического циклирования образца с исходной длЬной Lo и конечной L описывается экспоненци- альным выражением [4]: Относительное 1 dL ln(Z./Z,0) __ удлинение, % - — ------ - ---------------------- L aNc Доля общего числа циклов Общее число цик (6.13)
Число циклов сплавов при термическом циклиро- Р и с. 6.15. вании: 1 — уран, восстановленный магнием; 2 — U — 2,08% атомов V; 3 — U - 4,20% Мо; 4- U-0,55% Ст рис. 6.16. Влияние легирования алюминием, магнием и молибденом на рост ура- на при термическом циклировании: 1 — восстановленный магнием уран; 2 — сплав U — 0,6% атомов А1; 3 — сплав U— 2,1% А1; 4 - сплав U - 4,1% А1; 5 - сплав U - 4,8% Мо по массе Число циклов Размерная стабильность урановых Рост поликристаллического урана со структурой a-фазы при терми- ческом циклировании обычно связывается с механизмом термическо- го храповика [6, 39]. Работа механизма термического храповика опре- деляется относительным перемещением двух соседних зерен, имею- щих в результате анизотропии различные коэффициенты термического расширения (см. п. 6.4.3), и релаксацией напряжений в одном из зерен за счет пластической деформации (деформации ползучести). Посколь- ку термическое циклирование является неотъемлемой характеристи- кой работы уранового топлива в ядерном реакторе, размерные и струк- турные изменения, обусловленные ростом при термическом циклиро- вании, могут влиять на радиационную стабильность уранового топлива. Исходя из (6.13), зависимость ln(Z/Z0) от числа циклов Nc пред- ставляет собой прямую линию. Такая зависимость для четырех различ- ных материалов: восстановленного магнием урана, сплава U - 2,08% атомов V; сплава U — 4,20% Мо; сплава U — 0,55% Ст — по массе пока- зана на рис. 6.15 [40]. Образцы изготавливали методом прокатки при 300 и 600 °C и закалки из /3-фазы урановых прутков. Циклирование осуществлялось в интервале температур 100—500 °C. Как уже обсуждалось, легирующие элементы Al, Mg и Мо в урановых сплавах трех основных классов (см. § 6.5 и 6.6) могут изменять кине- тику фазовых превращений и стабилизировать a-структуру. На рис. 6.16 приведены экспериментальные данные, взятые из различных источни- ков, которые характеризуют рост при термическом циклировании об- разцов сплавов U—Al, U—Mg и U—Мо. Указанные легирующие элемен- ты уменьшают размерную нестабильность урана, т.е. повышают сопро- тивление росту в результате термического циклирования во время ра- боты уранового топлива в ядерном реакторе. Сравнивая уравнения (6.12) и (6.13) и экспериментальные резуль- таты, можно отметить следующие сходства и различия между радиацион- ным ростом и ростом при термическом циклировании уранового топлива. 105
Сходства 1. Как радиационный рост, так и рост при термическом циклирова- нии могут привести к размерной и структурной нестабильности поли- кристаллического урана. 2. В обоих случаях рост имеет место в направлении (010). 3. Скорость роста в том и другом случае зависит от степени преиму- щественной ориентации в направлении (010). 4. В обоих процессах происходит механическая деформация внутри зерен и по границам зерен, однако характеристики деформации раз- личны. 5. Для обоих процессов необходима анизотропия кристаллической структуры урана. 6. Тот и другой процесс сопровождаются небольшим изменением ориентации зерен. Различия 1. Радиационный рост происходит при относительно низких темпера- турах, составляющих около 0,2Тпл (около 300 °C), тогда как рост при термическом циклировании происходит при всех температурах. 2. Радиационный рост может наблюдаться в монокристаллах, а для роста при термическом циклировании необходимы кристаллические зерна с истинными границами. 3. Радиационный рост сопровождается радиационным упрочнением и охрупчиванием, рост при термическом циклировании - нет. 4. Радиационный рост происходит с максимальной скоростью при температурах около 300 °C и прекращается при температурах выше 450 "С. Интенсивность роста при термическом циклировании увели- чивается с повышением верхней температуры цикла, увеличением тем- пературного интервала цикла и числа циклов. Рост практически не про- исходит, если верхняя температура цикла составляет менее 350 °C. 5. Микроструктурная пористость, появляющаяся во время терми- ческой циклической обработки урана, имеет механическую природу. Пористость в облученном уране связана с образованием пузырьков га- зообразных продуктов деления и распуханием. 6. После радиационного роста в микроструктуре часто наблюдается большое число двойников и других следов деформации, тогда как тер- мическое циклирование может сопровождаться полигонизацией, но не двойникованием. 6.7.3. Радиационное распухание. Радиационное распухание представ- ляет собой объемную нестабильность, обусловленную образованием пор и пузырьков и агломерацией в урановом топливе таких газообраз- ных продуктов деления, как *Не, 85Кг и 133Хе [41, 42]. Такое распу- хание происходит при температурах вблизи 0,5 Гпл, сопровождается уве- личением объема и уменьшением плотности и лимитирует выгорание топлива. Чтобы отличить радиационный рост от радиационного распухания, следует иметь в виду, что первый происходит при относительно низ- 106
Рис. 6.17. Влияние выгорания топлива на уменьше- ние плотности Др урана: х - прокатка при 300 °C; О — прокатка при 300 °C, закалка из (3-фазы; д - прокатка при 300 С, закалка из p-фазы, рекристаллизация; □ - прокат- ка при 600 °C Р и с. 6.18. Влияние скорости деления на распухание сплава U - 10% Мо по массе (&D/b - изменение диаметра при выгорании 1%) ких температурах (около 0,2Гпл), а второй - при высоких температу- рах (около 0,5 Гпл) - В результате радиационного роста, представляюще- го собой размерную нестабильность, изменяется форма топлива, тогда как в процессе радиационного распухания, представляющего собой объемную нестабильность, происходит изменение объема топлива. Ра- диационный рост главным образом обусловлен анизотропией урана, а радиационное распухание связано с образованием газообразных про- дуктов деления в топливе. На рис. 6.17 приведены данные по влиянию нейтронного облучения на плотность отдельных образцов металлического урана, изготовлен- ных с использованием процессов прокатки, отжига, рекристаллизации и закалки. Видно, что при относительно низком выгорании (число выго- ревших атомов составляет 0,50—1,75%) изменение плотности образ- цов слабо зависит от технологии их изготовления [38]. На рис. 6.18 показано влияние скорости деления на распухание прутков из сплава U - 10% Мо по массе в интервалах температур 340-450 и 480-590 °C. При температурах 500-600 °C имеет место тенденция к резкому уве- личению скорости распухания. На рис. 6.19 приведены данные по ра- диационному распуханию (изменению объема Д V/ К) чистого U, спла- вов U-A1 и U-Мо в зависимости от выгорания топлива. Эффективность уменьшения радиационного распухания указанными легирующими до- бавками очевидна. На рис. 6.20 показано влияние температуры облуче- ния на относительное увеличение объема Д V/ V (и на резкое повыше- ние скорости распухания) урана подобранного состава1 в процессе об- 1 Уран подобранного состава (adjusted uranium) представляет собой металл оп- ределенного состава, характеризующийся определенными свойствами. В некото- рых советских изданиях использовался термин ’’уран регулируемого состава” - Прим. пер. 107
Рис 6 19. Радиационное распухание урана и его сплавов 1 - U высокой чистоты, слиток I; 2 - U высокой чистоты, слиток 2; J-сплав II 0,5% А1 по массе; 4 - сплав U - 0,8% AI, по массе. 5 - сплав U - 0,6% атомов Мо, 6 - U подобранного состава Рис. 6.20. Влияние температуры облучения То§ на увеличение объема ДИ/ Иурана подобранного состава лучения при скорости выгорания выше 15 МВт/т до различных значе- ний выгорания топлива [431 Уран подобранного состава является стандартным топливом, разработанным в Великобритании. Он легиро- ван AI (до 0,04-0,12%), С (0,03-0,06%) и небольшими количествами Мо, Nb и Fe. В процессе изготовления такой уран подвергается закал- ке из у- или /3-фазы с последующим отжигом в a-области. Уран такого состава после соответствующей термической обработки характеризует- ся низким радиационным распуханием при высоком выгорании (см. рис. 6.20), когда происходит выделение газообразных продуктов деле- ния. Цель легирования и термической обработки заключается в измель- чении зерен и создании беспорядочно ориентированной структуры для сведения к минимиуму влияния радиационного роста и скорости де- ления на радиационное распухание. 6.7.4. Радиационная ползучесть. Ползучесть является механическим свойством, которое может быть определено как медленная, непрерыв- ная и пластическая деформация при постоянной нагрузке и повышен- ной температуре [44]. Обычно она известна как термическая ползу- честь. Ползучесть, индуцированная ядерным излучением или нейтрон- ным облучением и сопровождающаяся высокой пластичностью, назы- вается радиационной ползучестью [35, 37, 45] 108
Время, ч 350°t,SO МПа. / 400’С,100МПа. , л 5%^ / 450’0,150 МПа. 5Z79-C; гООМПаСГТ^Т^^ 400 100 40 10 10’* 1Q-* 1О’3 10~2 7(7“’ s, % ч I’ и с 6.21 Типичные кривые ползучести необлучснного горячекатаного U при раз- личных напряжениях и температурах Р и с. 6.22. Типичная степенная зависимость скорости ползучести е нсоблучснных сплавов U от напряжений Тот факт, что скорость ползучести (деформация в единицу време- ни) реакторных материалов, особенно топливных и конструкционных материалов, сильно увеличивается в результате нейтронного облуче- ния, предсказывался теоретически и наблюдался экспериментально [37, 46|. Коэффициент усиления радиационной ползучести топливных и конструкционных материалов может быть очень большим (10—100), если радиационная и обычная термическая (без облучения) ползучести одного и того же материала сравниваются при одинаковых нагрузках и температурах. На рис. 6.21 приведены типичные кривые ползучести необлученного урана при различных напряжениях и температурах. На рис. 6.22 показа- на степенная зависимость ползучести для сплавов урана при различных температурах и напряжениях. Кривые ползучести облученного (кри- вые 1 и 2) и необлученного (кривые 3 к 4) урана приведены на рис. 6.23. Представленные кривые показывают, что технология изготовления и ре- жимы термической обработки образцов оказывают небольшое влияние на характеристики ползучести урана. Для данного материала уранового топлива и данного нейтронного потока скорость радиационной установившейся (вторая стадия) ползу- чести описывается степенной функцией (см. рис. 6.22), имеющей вид Рис. 6.23. Ползучесть необлученного и облучен- ного горячекатаного урана: 1 - охлаждение из 0-фазы на воздухе; 2 - охлаждение из 0-фазы в воде; 3 - охлаждение из у-фазы на воздухе; 4 - охлаждение из у-фазы в воде Время,ч 109
уравнения Аррениуса: /о V ё = ё0 — exp [-Q/KT], (6.14) V0 / гце е0 - максимальная скорость ползучести; ас — напряжение ползу- чести; о0 — модуль ползучести (в единицах напряжения); и — завися- щий от материала показатель степени; Q - энергия активации; R — уни- версальная газовая постоянная; Т — абсолютная температура. Уравне- ние (6.14) является основным соотношением для скорости ползучес- ти, широко используемым в настоящее время. ГЛАВА 7 КЕРАМИЧЕСКИЙ УРАН 7.1. ВВЕДЕНИЕ Для улучшения топливных характеристик и повышения теплового коэффициента полезного действия атомной электростанции рабочие температуры твэлов и АЭС должны быть максимально высокими. По- вышение рабочих температур металлического топлива может привести к плавлению в центральных участках твзла металлического топлива из-за его низкой температуры плавления и к чрезмерному радиацион- ному распуханию и радиационной ползучести вследствие радиационной нестабильности металлического топлива при высоких температурах (см. §6.7) [1-3]. Основные преимущества, которые были реализованы при использо- вании оксидного керамического топлива и ожидаются в случае исполь- зования карбидного и нитридного керамических топлив вместо метал- лических урановых топлив, заключаются в: 1) возможности эксплуата- ции топлива и АЭС при более высоких температурах, поскольку темпе- ратура плавления керамических топлив существенно превышает темпе- ратуру плавления металлических топлив, 2) хорошей радиационной (размерной, структурной и объемной) стабильности из-за отсутствия низкотемпературных фазовых превращений, 3) высокой стойкости к коррозии, окислению и взаимодействию с теплоносителем в резуль- тате относительной химической инертности и совместимости с материа- лами оболочек и реакторного теплоносителя (вода, пар и т.д.). Поэто- му в отношении улучшения топливных характеристик и повышения теплового коэффициента полезного действия атомных электростан- ций керамические урановые топлива, как правило, превосходят обсуж- давшиеся выше металлические урановые топлива [4, 5]. Несколько керамических урановых топлив были предложены, разра- ботаны и испытаны. К наиболее интересным и изученным топливам от- носятся диоксид урана UO2, монокарбид урана UC, нитрид урана UN, сульфид урана US и силицид урана USi. Керамические топлива должны иметь большое число атомов урана в единице объема топлива, чтобы не прибегать к высокому обогащению урана, низкое массовое число НО
и небольшое сечение поглощения нейтронов неделящегося компонен- та соединения для экономии нейтронов. Перечисленные ядерные свой- ства учитываются при выборе керамического топлива в ходе проекти- рования ядерного реактора. Керамические топлива (керамики) — твердые неорганические не- металлические материалы с высокой температурой плавления. Межатом- ные связи в керамиках преимущественно ионные или ковалентные. Поэтому керамики можно использовать при высоких температурах. 7.2. КЕРАМИЧЕСКИЕ УРАНОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ Керамические урановые соединения, применяемые в качестве ядер- ных топлив, могут входить в системы уран—кислород, уран—углерод и уран—азот. В системе уран—кислород наинизший оксид UO образу- ется в виде тонкой пленки на поверхности металлического урана при кратковременных выдержках на воздухе. Диоксид урана UO2 может существовать в виде соединений, состав которых может изменяться в широких пределах в зависимости от температуры и окружающей среды. Оксид U3O7 (нестабильная смесь 2UO2+UO3) образуется при темпе- ратуре около 150 °C, а оксид U3O8 — при температуре около 375 °C. При температурах выше 450 °C оксид U3O8 нестабилен и при темпе- ратурах выше 1150 °C снова превращается в диоксид урана: тепло UO2 + 2UO3 -* U3O8---------►3UO2+O2. (7.1) Аналогичным образом тепло 2UO2 + 3UO3 -> и5О13-------- 5UO2 + 1,5 О2. (7.2) В процессе работы оксидного топлива степень стехиометрии или хими- ческий состав соединения UO2 могут меняться. Если отношение ато- мов кислорода к атомам урана O/U = 2 может поддерживаться посто- янным, то UO2 называется стехиометрическим топливом. При недос- татке кислорода (или избытке урана) отношение O/U < 2,0 и UO2_X называется гиперстехиометрическим топливом. С другой стороны, в случае избыточного количества кислорода отношение O/U > 2,0 и UO2 + х называется гипостехиометрическим топливом. Гипостехиомет- рическое топливо (UO2 + х или РиО2 + х) может оказывать влияние на теплопроводность, радиационную стабильность и выделение газообраз- ных продуктов деления топлива. Отклонение от стехиометрии в результате самодиффузии в топливе или взаимной диффузии материалов топлива и оболочки с образова- нием гиперстехиометрического или гипостехиометрического топлива во время работы реактора делает составы соединений UO2 и РиО2 бо- лее сложными. Сказанное выше в равной мере относится и к гиперсте- хиометрическому, гипостехиометрическому и стехиометрическому топ- ливам UC и РиС. 111
Таблица 7 1 Некоторые ядерные и физические свойства соединений урана Соеди- нение Ядерные свойства (теоретичес- Содержание ура- д и и\ Кристаллическая структура, параметры ячейки Теорети- кая плотность, естественный U) к г Темпе- ческая ., ратура или рент- Макроскопическое Число мо_ геновск.я m _ „„ сечение (0,025 эВ), ° плотность,число п° мас см2/см3 и* Тип А ячейке г/см3 «томов се деления поглощения л ио2 0,102 0,185 1,34 Г ранецентриро ванная а =5,468 4 2780 10,96 33,3 88,15 и3О8 0,065 0,120 1,34 кубическая (типа CaF2) Орторомбическая а =6,70 2 2500 8,39 27,2 73,61 ис 0,137 0,252 1,34 Г ранецентр нро ванная Ъ = 11,94, с =4,14 а =4,961 4 2350 13,63 50 95,19 и2С3 0,127 0,233 1,34 кубическая (типа NaCl) Объемно центр иро ванная а = 8,088 8 1775 12,88 40 92,97 ис2 0,112 0,207 1,34 кубическая Объемноцентриро ванная а =3,524, 2 2500 11,68 33,3 90,83 UN 0,143 0,327 1,08 тетрагональная (типа СаС2) Г ранецентрированная с = 5,999 а =4,880 4 2650 14,32 50 94,44 UjSi 0,159 0,293 1,33 кубическая Объемно центр иро ванная а =6,029, 4 930 15,58 75 96,21 USi 0,098 0,184 1,32 тетрагональная Орторомбическая с =8,697 а =5,66 4 1465 10,40 50 89,44 US Ъ = 7,66 с = 3,92 2100 10,65 50 88,20 Среднее число нейтронов, испускаемых при поглощении одного теплового нейтрона
Некоторые ядерные и физические свойства керамических урановых топлив, заимствованные из различных источников, приведены в табл. 7.1. Диоксид урана UO2 используется в современных тепловых энергетичес- ких реакторах (легководные и тяжеловодные реакторы и т.д.). Моно- карбид урана UC является потенциальным топливом, которое находит- ся сейчас в стадии разработки и исследований. Нитрид урана UN — альтер- нативное потенциальное топливо для будущих тепловых энергетических реакторов. Оно также находится сейчас в стадии исследований и разра- ботки. В качестве смешанных керамических топлив UO2 • PuO2 или (U, Pu)O2 используется в быстрых реакторах-размножителях с жидко- металлическим теплоносителем, a UC PuC и UN PuN или (U, Ри)С или (U, Pu)N разрабатываются в настоящее время как перспективные топ- лива для будущих быстрых реакторов-размножителей с жидкометалли- ческим теплоносителем. 7.3. ДИОКСИД УРАНА, ОКСИДНОЕ ТОПЛИВО Оксидное топливо UO2 изготавливается в виде порошка. Существу- ет несколько методов производства порошка диоксида урана, причем в большинстве из них в качестве исходного материала используется раствор нитрата уранила [6]. После осаждения перекиси урана UO4 -xH2O и диураната аммония NH4U2 превращение до UO2 или UsOg может быть осуществлено путем их нагрева на воздухе или в па- ре [см. § 6.3 и уравнения (6.5), (7.1) или (7.2)]. Размер и кристалли- ческая форма частиц порошка UO2 зависят главным образом от темпе- ратуры восстановления, причем чем выше температура восстановления, тем больше размеры частиц и кристаллитов. Экспериментальные данные и опыт эксплуатации оксидного топлива показывают, что размеры и крис- таллическая форма частиц порошка оказывают существенное влияние на свойства топливных таблеток. При изготовлении таблеток UO2 для опытных твзлов использовались обычные методы порошковой керами- ки: горячее прессование, прессование через матрицу, шликерное литье и т.д. Однако основным методом, который используется до настояще- го времени, является холодное прессование и спекание в инертной (Не или Аг) или восстановительной (Н) атмосфере при температуре от 1300 до 2000 °C. Поскольку получение материала с максимальной плотностью имеет большое значение при производстве керамического топлива, иногда применяются необычные методы изготовления (горячая и холод- ная штамповка, вибрационное уплотнение порошка и т.д.), способствую- щие достижению высокой плотности топливных таблеток. 7.3.1. Плотность, стехиометрия и нестехиометрия топлива. Принятая теоретическая плотность (ТП) UO2 составляет 10,96 г/см3 (см. табл. 7.1). Фактическая плотность оксидного топлива может колебаться в преде- лах 80 - 95% ТП (от 8,768 до 10,412 г/см3) в зависимости главным об- разом от размера и кристаллической формы частиц порошка и метода порошковой металлургии, используемого при производстве топлива. Оксидное топливо высокой плотности обладает 1) высокой плотно- стью атомов урана, 2) большим коэффициентом теплопроводности к. 3) высокой способностью удерживать в топливе газообразные продук- 113
£,UU с,ив и/U 2,00 2,04 2,08 2,12 2,16 O/U Р и с. 7.1. Зависимость объемной плотности оксидов урана, спеченных при 1450 °C в течение 2 ч в Аг, от содержания кислорода Рис. 7.2. Зависимость объемной плотности топлива, спеченного в атмосфере влаж- ного Н при различных температурах, от отношения O/U ты деления, 4) способностью работать при большой линейной мощнос- ти твэлов q. Линейная мощность определяется выражением q = jk(T, p)dT, (7.3) которое представляет собой скорость генерирования тепла в единице длины твэла. Этот параметр играет существенную роль при проектиро- вании твэлов. Интересно проследить за изменением плотности топлива в зависи- мости от отношения О/U в гипостехиометрической области. Порошок диоксида урана стехиометрического состава приготавливался в инерт- ной атмосфере, а затем медленно окислялся на воздухе при комнат- ной температуре. Образцы с различными отношениями О/U подверга- лись холодному прессованию и стандартному спеканию в течение 2 ч при температуре 1450 °C в атмосфере Аг. На рис. 7.1 показана зависи- мость изменения плотности такого спеченного топлива от отношения O/U [7]. Объемная плотность увеличивается с ростом отношения O/U. С другой стороны, на рис. 7.2 приведены экспериментальные данные по плотности таблеток, имеющих рахличные отношения О/U и спечен- ных в восстановительной (Н) атмосфере при различных температурах. Плотность спеченного топлива уменьшается с ростом отношения O/U. Экспериментальные результаты (рис. 7.1 и 7.2) показывают, что соот- ношение между объемной плотностью и отношением кислорода к ура- ну зависит не только от размера и кристаллической формы частиц по- рошка, но и от атмосферы и температуры спекания (термической об- работки), а также от технологического процесса изготовления топли- ва. В свою очередь физические, теплофизические, механические и дру- гие свойства оксидного топлива существенно зависят от его объемной плотности и, следовательно, от температуры и технологического про- цесса изготовления в инертной или восстановительной атмосфере. 7.3.2. Физические, теплофизические и механические свойства. Хотя объемная плотность диоксида урана зависит от многих технологичес- 114
Рис. 7.3. Ячейка кристаллической структуры диоксида урана Рис. 7.4. Зависимость термического расширения Д/// (кривые 1-3) и коэффи- циента линейного термического расширения а (кривая 4) UO2 от температуры ких факторов, 95% ТП для топливных таблеток при комнатной тем- пературе можно получить путем вибрационного уплотнения порошка диоксида урана. Оксид урана представляет собой материал темно-ко- ричневого цвета (коричневая соль). Он имеет гранецентрированную ку- бическую кристаллическую структуру (решетка типа CaF2), в кото- рой ионы урана занимают углы и грани решетки, а ионы кислорода на- ходятся в центре, как это показано на рис. 7.3. Точка плавления UO2 составляет около 2760 °C, причем она зависит от технологии изготовле- ния и плотности топлива. Стехиометрия оксидного топлива изменяет- ся в процессе его эксплуатации, что существенно влияет на плотность топлива, отношение О/U (а также самодиффузню кислорода), темпе- ратуру плавления диоксида и его физические свойства [8]. Важными тепло физическими свойствами UO2 являются термичес- кое расширение, теплоемкость и теплопроводность. Эти свойства опре- деляют рабочие характеристики твзлов. На рис. 7.4 приведены данные по суммарному линейному термическому расширению и коэффициенту линейного термического расширения для стехиометрического и гипо- стехиометрического оксидного топлив в зависимости от температуры [9, 10]. Коэффициент линейного термического расширения а увеличи- вается с ростом температуры. Например, при 500 °C а = 10(10“6) °C”1, а при температуре около 2050 °C а = 14(10“6) °C-1. Температурная зависимость теплоемкости UO2 при постоянном давлении Ср, постро- енная по отобранным относительно надежным данным, приведена на рис. 7.5. Интегральное значение [CpdT, характеризующее энтальпию (или скрытую теплоту), равно количеству тепла, запасенному UO2 в твзлах. Для данной термической обработки и технологического процесса коэффициент теплопроводности к оксидного топлива имеет следую- щую общую зависимость от температуры Т и фактической плотности р (или пористости): к(Т, р) = С, + [Т(С2 -С3р)]-‘, (7.4) где С,, С2 и С3 - постоянные [11]. Теплопроводность увеличивается 115
О ЧОО 800 1800 Г,° С Рис. 7.5. Зависимость теплоем- кости UO2 от температуры Рис. 7.6. Зависимость изменения теплопроводности к компактных топливных таблеток от температуры и плотности: I — UO2 + Мо, штамповка, 90% ТП; 2 - UOj + 5% Мо по массе, 90% ТП; 3 - UOj, спекание, 89% ТП; 4 - UOj, штамповка, 91% ТП с ростом плотности, но падает с ростом температуры. Понижение тепло- проводности с ростом температуры представляет собой отрицательную характеристику работоспособности оксидного топлива в твэлах ядер- ных реакторов. По теплопроводности оксидного топлива имеется большое коли- чество экспериментальных данных, поскольку этот параметр необхо- дим для проектирования ядерных реакторов (легководных и тяжело- водных энергетических реакторов). На рис. 7.6 в полулогарифмичес- ких координатах представлены температурные зависимости коэффи- циента теплопроводности компактных топливных таблеток из UO2, имеющих различную фактическую плотность и полученных разными ме- тодами. Для сравнения на рис. 7.6 помещены данные по диспергирован- ным UOj-Мо-топливам (порошок Мо диспергирован в порошке UO2). Из приведенных рисунков видно, что теплопроводность оксидного топ- лива зависит от фактической плотности, температуры, технологическо- го процесса и диспергированного в диоксид металла. Аналогичные зави- симости теплопроводности оксидного топлива от фактической плотнос- ти, температуры и технологического процесса приведены на рис. 7.7. Результаты измерений теплопроводности, показанные на рис. 7.7, были скорректированы для образцов теоретической плотности (нулевая по- ристость), как это показано на рис. 7.8 [12, 13]. Температурная зави- симость теплопроводности гиперстехиометрического и гипостехиомет- рического диоксида представлена на рис. 7.9 с указанием разброса ре- зультатов измерений [14]. Более высокая теплопроводность гиперсте- хиометрических топлив иОг-х (например, UO137, UOi^e) при тем- пературах ниже 1400 °C, очевидно, связана с присутствием свободного урана в матрице UO2. Свободный уран может давать избыточное число свободных электронов, которые вносят ощутимый вклад в теплопро- водность иОг-х- В температурной области выше 1400 °C теплопровод- ность иОг-х резко падает в процессе соответствующих фазовых пре- вращений. С другой стороны, пониженная теплопроводность гипосте- хиометрического топлива UO2+X (например, U02,oi) обусловлена из- быточным кислородом, присутствующим в матрице диоксида урана. 116
Рис. 7.7. Зависимость изменения теплопроводности UOj к от фактической плот- ности, температуры и технического процесса: 1 - шликерное литье, 95% ТП; 2 - шликерное литье, 75 % ТП; 3 - холодное прессование, 95% ТГЬ 4 - холодное прессование , 74% ТП Рис. 7.8. Температурная зависимость теплопроводности диоксида урана, приве- денной к теоретической плотности Рис. 7.9. Температурная зависимость теплопроводности гиперстехиометрического и гипостехиометрического диоксида урана Рис. 7.10. Зависимость изменения теплопроводности гиперстехиометрического и гипостехиометрического диоксида урана от температуры облучения Экспериментальные результаты по теплопроводности, приведенные на рис. 7.6—7.9, получены в отсутствие облучения. В процессе интенсив- ного облучения, например, в ядерном реакторе, теплопроводность, как правило, уменьшается в результате нейтронной бомбардировки, рас- трескивания топливных таблеток и т.д. Уменьшение теплопроводнос- ти в результате нейтронного облучения обусловлено образованием кристаллических дефектов (дефектов решетки) и примесных атомов (в процессе ядерных превращений). На рис. 7.10 приведены типичные экспериментальные зависимости изменения теплопроводности гипер- стехиометрического и гипостехиометрического топлив от температуры облучения. Как видно из верхней кривой на рис. 7.10, теплопроводность резко уменьшается, когда в топливных таблетках начинают образовы- ваться трещины. В процессе залечивания трещин при понижении тем- пературы облучения теплопроводность повышается. Образование и за- лечивание трещин в топливных таблетках может повторяться во вре- мя термического циклирования и взаимодействия между таблетками и оболочкой, когда зазор то закрывается, то повторно открывается [12-14]. Пороговое значение флюенса нейтронов для теплопроводности UO2 высокой плотности обычно превышает 1018 нейтр./см2. 117
Механические свойства UO2 при данной температуре также зависят от технологических параметров изготовления, которые влияют на объемную плотность топлива. UO2 является хрупким материалом. При комнатной температуре предел прочности на растяжение, предел проч- ности на сжатие (при испытании на изгиб) и модуль упругости составляют соответственно 7,5, 220 МПа и 37-43 ГПа. При повы- шенных температурах UO2 обнаруживает некоторую пластичность, од- нако в таблетках UO2 часто наблюдается образование трещин. Сопро- тивление ползучести UO2 при повышенных температурах обсуждает- ся в § 7.5. Таким образом, физические, теплофизические и механические свой- ства диоксида урана зависят от многих факторов. При определенных размерах и кристаллической форме частиц порошка циоксипя урана эти свойства в первую очередь зависят от объемной плотности, темпе- ратуры, технологии изготовления и режимов облучения топлива. 7.4. РАДИАЦИОННОЕ РАСПУХАНИЕ ОКСИДНОГО ТОПЛИВА В § 6.7 рассматривались основные радиационные эффекты, непос- редственно связанные с применением уранового топлива в ядерной технике. В данном параграфе обсуждается влияние облучения на ок- сидное топливо. В целом радиационная стабильность керамического топлива, включая размерную, структурную и объемную стабильность, значительно превышает радиационную стабильность металлических топлив. Радиационный рост оказывает небольшое влияние на оксидное или керамическое топливо, поскольку оно, как правило, работает при вы- сокой температуре. Термическое циклирование обычно приводит к растрескиванию топливных таблеток из UO2, а не к изменению их раз- меров. Поэтому основными радиационными эффектами, заслуживаю- щими рассмотрения при анализе влияния облучения на оксидные или керамические топлива, остаются радиационное распухание и радиацион- ная ползучесть. Оксидное или керамическое топливо испытывает меньшее радиацион- ное распухание под действием инертных газов — продуктов деления, чем металлическое топливо при той же температуре облучения (см. § 6.7). Распухание топлива и внутреннее давление, развивающееся в результате выделения в твэле летучих и газообразных продуктов деле- ния, могут лимитировать работоспособность топлива и, в частности, выгорание. При этом необходимо учитывать, что желание эксплуати- ровать оксидное топливо при максимально возможной линейной мощ- ности (для повышения теплового коэффициента полезного действия) приводит к тому, что в тв ал ах многих конструкций температура в цент- ре топлива близка к температуре плавления UO2. Другими словами, при данных условиях внешнего сдерживания распухания (оболочкой) радиационное распухание зависит главным образом от выгорания и тем- пературы топливных таблеток из UO2. На рис. 7.11 сравниваются предсказанные и экспериментальные ре- зультаты по зависимости радиационного распухания топливных табле- 118
О 2 V 6 8 10 12 W 16 Выгорание ,в/а Р и с. 7.11. Сравнение зависимостей предсказанного и экспериментально найден- ного радиационного распухания диоксида урана от выгорания и температуры облу- чения Рис. 7.12. Зависимость радиационного распухания UOj от выгорания топлива и температуры. Несдерживаемое распухание описывается кривыми: 1 - 1250К; 2 — 1500К; 3- 1750К; 4 - 2000К Рис. 7.13. Зависимость средней скорости несдерживаемого распухания А И/ V диокси- да урана от температуры при различном выгорании (без учета интенсивной мигра- ции пузырьков) ток из UOj от выгорания и температуры топлива [14]. Аналогичные зависимости радиационного распухания UO2 от выгорания и темпера- туры топлива (рис. 7.12) были получены в различных лабораторных экспериментах [15]. Как видно из рис. 7.13, средние скорости несдер- живаемого (без оболочек) распухания UO2 изменяются с температу- рой облучения различно в разных интервалах выгорания [15]. Приве- денные здесь скорости распухания справедливы только для тех случаев, когда нет существенной миграции газовых пузырьков. Миграция пу- зырьков может снизить скорость радиационного распухания. 119
7.5. РАДИАЦИОННАЯ ПОЛЗУЧНТЬ ОКСИДНОГО ТОПЛИВА Экспериментальные данные показывают, что радиационная ползу- честь нестехиометрического оксидного топлива проявляется при тем- пературах 800—1000 °C, хотя значительно более высокие температу- ры требуются для получения скоростей ползучести того же порядка для стехиометрического UO2 [16]. Механизм, по которому отклоне- ние UO2 от стехиометрии приводит к ускорению ползучести, связан с образованием кристаллических дефектов (см. §4.2), радиационным распуханием и выделением газообразных продуктов деления. Как из- вестно, при отклонении от стехиометрии в кристаллической структуре UO2 создаются несовершенства решетки. Кроме того, аномальное ра- диационное распухание нестехиометрического топлива и аномальное выделение газообразных продуктов деления из него (в особенности из гипостехиометрического топлива) могут способствовать пластическо- му течению материала. При данном выгорании топлива радиационное распухание и выделение газообразных продуктов деления зависят глав- ным образом от температуры облучения топлива (см. рис. 7.12, 7.13). Поэтому скорость радиационной ползучести нестехиометрического ок- сида больше скорости стехиометрического при той же температуре. Рис. 7.14. Зависимость скорости ползу- чести ё диоксида урана от напряжений и при реакторных и внереакторных испы- таниях. Наклон кривых определяет пока- затель степени при напряжении. Над кри- выми указана скорость деления На рис. 7.14 показана зависимость скорости ползучести от напря- жений для необлученного стехиометрического UO2 и UO2, облученно- го при различных скоростях деления [13, 14]. Экспериментальные дан- ные показывают, что скорость радиационной ползучести UO2 в низко- температурной области (ниже 900 °C) не зависит или слабо зависит от температуры и существенно превосходит скорость ползучести без облучения. Однако в высокотемпературной области (выше 1200 °C) радиационная ползучесть сильно зависит от температуры, причем энер- гии активации радиационной ползучести и ползучести без облучения при- мерно одинаковы. С повышением скорости деления диоксидного топ- лива в реакторе скорость ползучести увеличивается (рис. 7.14). В лег- ководных энергетических реакторах топливные таблетки из UO2 в боль- шинстве случаев работают при температурах, значительно превышающих 1200 °C. 120
Т.Ь. ВЫДЕЛЕНИЕ ГАЗООБРАЗНЫХ ПРОДУКТОВ ДЕЛЕНИЯ ИЗ ОКСИДНОГО ТОПЛИВА Поведение удержанных газообразных продуктов деления непосред- ственно связано с радиационным распуханием оксидного топлива (см. § 7.4). Поскольку радиационное распухание зависит главным образом от выгорания и температуры топлива, выделение газообразных продук- тов деления из оксидного топлива также зависит от выгорания и темпе- ратуры топлива, которые определяют изменение структуры топлива и внутреннее давление, развивающееся в твэле. На рис. 7.15 приведены зависимости изменения концентрации газо- образных продуктов деления в 1Ю2 от выгорания при температуре 1500 °C. Зависимость содержания газообразных продуктов деления в матрице UO2 от температуры облучения показана на рис. 7.16 для вы- горания более 3%. С ростом температуры количество газообразных про- дуктов деления в матрице UO2 уменьшается [ 151. При низких темпера- турах большое количество газовых осколков деления удерживается в топливе. Однако при высоких температурах происходит растрески- вание топлива и газообразные продукты деления быстро выделяются. Поэтому содержание газовых осколков деления в матрице 1Ю2 сни- жается. Экспериментальные результаты показывают, что основными инерт- ными газами — продуктами деления, которые обусловливают радиаци- онное распухание топлива и выход газообразных продуктов из урано- вого топлива, являются 85Кг и 133Хе. На рис. 7.17 и 7.18 приведены данные по скоростям выхода 85Кг и 133Хе из мелкозернистого и круп- нозернистого образцов поликристаллического UO2 в температурном интервале 700—1550 °C [17]. Эти экспериментальные результаты по выделению газообразных продуктов деления из поликристаллических образцов, размер зерен в которых изменялся в широких пределах, мож- Р и с. 7.15. Зависимость концентрации газообразных продуктов деления N в диок- сиде урана от выгорания при температуре облучения 1500 °C: 1 - газ в матрице; 2 - газ в порах и пузырьках; 3 - количество удержанных газообразных продуктов деления (сумма I + 2); 4 — количество образовавшихся газообразных продуктов деления при выгорании Рис. 7.16. Зависимость концентрации газообразных продуктов деления N в мат- рице диоксида урана от температуры при выгорании топлива более 3%. Светлые точки - без сдерживания, темные - при наличии сдерживания 121
Р и с. 7.17. Зависимость скорости выделения 85Кг (отношение скорости выделе- ния к скорости образования R/ В) из полнкристаллических спеченных образцов диоксида урана от температуры облучения: 1 - мелкозернистый образец; 2 - крупнозернистый образец Рис. 7.18. Зависимость скорости выделения 133Хе (отношение скорости выделе- ния к скорости образования R/В) из полнкристаллических образцов диоксида урана от температуры облучения: 1 - мелкозернистый образец; 2 - крупнозернистый образец но сравнить с результатами, полученными для монокристаллов UO2 в процессе нейтронного облучения [18-20]. Кроме изменения пористости и размера зерен во время работы ок- сидного топлива происходит также изменение структуры UO2. В про- цессе изменения структуры при высокотемпературном облучении твэ- лов в поле больших термических градиентов в пористом UO2 низкой плотности на ранней стадии может образоваться центральная полость, расположенная вдоль оси твэла [11, 12]. Это явление обусловлено ми- грацией технологических пор к оси твэла в поле термического гради- ента по механизму переноса в паровой фазе и сопровождается образо- ванием рекристаллизованных равноосных зерен в топливе. Поэтому в поперечном сечении топливных таблеток, которые пре- терпели изменение структуры, наблюдаются четыре зоны в направле- нии от центра к периферии: центральная полость (или центральное от- верстие), зона столбчатых зерен, зона рекристаллизованных равноос- ных зерен и зона с исходной структурой. Эти зоны характеризуются раз- личными значениями плотности, скорости энерговыделения и теплопро- водности. Растрескивание топлива сопровождается выделением газо- образных продуктов деления. 7.7. МОНОКАРБИД УРАНА, КАРБИДНОЕ ТОПЛИВО Существуют три карбида урана: UC, U2C3, UC2, которые можно рас- сматривать как карбидное топливо. Среди них наибольший интерес пред- ставляет монокарбид урана UC. По сравнению с металлическим урано- вым топливом и оксидным урановым топливом, которые используют- ся в настоящее время, UC часто считается идеальным потенциальным топливом для ядерных реакторов деления. UC имеет изотропную гранецентрированную кубическую структуру (типа NaCl) и не обнаруживает фазовых превращений вплоть до темпе- 122
ратуры плавления. Он характеризуется более высокой плотностью ато- мов урана и более высокой теплопроводностью, чем UO2. Так же, как и в случае UO2, температура плавления, объемная плотность и теплопро- водность UC главным образом зависят от методов порошковой металлур- гии, атмосферы и температуры спекания и технологии производства карбидного топлива. Благодаря более высокой плотности атомов ура- на и более высокой теплопроводности применение UC вместо UO2 может позволить: укрупнить тепловыделяющие элементы, что желательно для снижения стоимости их изготовления, увеличить плотность энерговыде- ления или повысить уровень удельной мощности и сократить размеры оборудования первых контуров ядерных реакторов, такого как кор- пус реактора, система трубопроводов и т.д. Кроме того, твэлы с UC должны обладать хорошей термической ирадиационной стабильностью. Топливные таблетки из UC подвержены небольшому растрескиванию и характеризуются умеренными радиационным распуханием и выделе- нием газообразных продуктов деления. 7.7.1. Изготовление топлива. Исходными материалами для приготов- ления UC являются металлический уран или диоксид урана (см. § 6.3). Порошок UC может быть получен: 1) методом восстановления UO2 графитом в вакууме при температурах 1800—1900 °C; 2) в результа- те взаимодействия порошка металлического урана с газообразным уг- леводородом (метаном) для науглероживания через гидрид при тем- пературе около 650 °C (непосредственное получение порошка UC; 3) в результате взаимодействия порошкообразных урана и углерода при температурах выше 1150 °C. Для получения компактных образцов плотностью 85% теоретической спрессованные порошки, полученные методами 1 или 2, должны спекаться при температурах 1800—2000 °C. С уменьшением размера частиц порошка UC температура спекания сни- жается до 1800 С. Монокарбид урана быстро окисляется на воздухе. Тонкий порошок UC пирофорен. Поэтому при работе с UC необходи- мо проявлять осторожность и все операции выполнять в защитной ат- мосфере (например, в перчаточном боксе). Спекание UC также необхо- димо осуществлять в защитной атмосфере (аргон или вакуум). Топ- ливные таблетки UC можно изготовить из порошка стандартными ме- тодами холодного прессования и спекания. Процесс изготовления кар- бидного топлива обычно называется процессом карботермического вос- становления. 7.7.2. Физические, теплофизические и механические свойства. Моно- карбид урана представляет собой хрупкий материал, на что указывает его твердость (рис. 7.19), но имеет высокую прочность (такие свойства характерны для облученного конструкционного материала, см. §5.9). Высокая теплопроводность является главным преимуществом карбид- ного топлива. Ниже приведены основные физические, теплофизичес- кие и механические свойства моно карбида урана: Теоретическая плотность (25 °C), г/см3 ............ 13,63 Кристаллическая структура..........................Гранецентрирован- ная кубическая (типа NaCl) 123
Рис. 7.19. Зависимость изменения твердости по Виккерсу Ну урановых карбид- ных топлив от содержания углерода в них Рис. 7.20. Зависимость теплопроводности UC от температуры Параметр решетки (25 С), А.........................4,961 Точка плавления, °C................................Около 2400 Коэффициент теплопроводности (45 °C), Вт/(см-К) 0,327 Коэффициент термического расширения (25 - 1000°C. °C1........................................ 10"s Теплота образования (25 °C), Дж/моль.............. 117 000 Модуль упругости, ГПа.............................45 Предел текучести (деформация 0,2%), МПа...........7-9 Предел прочности (при изгибе, 25 °C), МПа......... 13 Предел прочности на сжатие (параллельно направлению прессования), МПа....................................900 Из результатов, полученных в двух лабораториях [21, 22], следует, что твердость карбидных топлив увеличивается с повышением в них содержания углерода (графита). Приведенные экспериментальные ре- зультаты по твердости, а также данные по механической прочности и пластичности свидетельствуют о хрупкости карбидного топлива. Из рис. 7.20 следует, что теплопроводность карбидного топлива быст- ро падает с ростом температуры до 750 °C (теплопроводность оксидного топлива изменяется аналогичным образом). При увеличении температу- ры выше 750 °C теплопроводность несколько повышается. Показанная кривая построена по экспериментальным результатам определения тепло- проводности UC, приведенным в табл. 7.2. Таблица 7.2. Теплопроводность UC Т, °C С, Вт/(см К) Т, °C С, Вт/ (см • К) 25 0,324 265 0,210 45 0,327 500 0,0732 60 0,336 750 0,0711 115 0,311 1000 0,0757 195 0,256 124
Таблица 7.3. Сравнение некоторых физических, теплофнзических и механических свойств UO2 и UC Свойства UC ио2 ис/ ио2 Теоретическая плотность ТП, 13,63 10,96 1,23 г/см3 (рентгеновская) Плотность атомов урана, г/смл 12,97 9,67 1,33 (на базе ТП) о Точка плавления, С ° ~ 2400 2760 0,87 Теплопроводность при 45 С, 0,327 0,084 3,9 Вт/ (см • К) Коэффициент линейного расши- рения, 1(Г6 °С“1 10-11 10 1,0-1,1 Модуль упругости, ГПа 45 44 1,02 Прочность на разрыв, прочность на растяжение, МПа 13 7,5-9,0 1,4-1,7 Сравнение некоторых наиболее важных физических, теплофизичес- ких и механических свойств U02 и UC приведено в табл. 7.3. Из табл. 7.3 видно, что важные физические, теплофизические и ме- ханические свойства UC лучше свойств UO2. 7.8. НИТРИД, СИЛИЦИД И СУЛЬФИДЫ УРАНА Карбид урана, нитрид урана, силицид урана и сульфиды урана - в таком порядке эти соединения урана рассматриваются в качестве воз- можных перспективных топлив. Однако в настоящее время основное внимание уделяется монокарбиду урана и нитриду урана, которые про- демонстрировали хорошие свойства и рассматриваются как перспек- тивные керамические урановые топлива, способные заменить диоксид урана. Предыдущий раздел касался изготовления UC, а также его физи- ческих, теплофизических и механических свойств. Ниже будет рассмот- рен мононитрид урана UN. 7.8.1. Нитрид урана, нитридное топливо. Химические составы керами- ческих соединений, описываемых формулами UN, U2N3 и UN3, были определены при изучении системы уран-азот [23 - 25]. Соединение UN является наиболее стабильным, и только оно представляет интерес как топливный материал. Мононитрид урана имеет гранецентрированную кубическую (типа NaCl) кристаллическую структуру, а его теоретичес- кая плотность составляет 14,32 г/см3 [23, 26, 27]. При комнатной тем- пературе фаза имеет практически стехиометрический состав. При темпе- ратурах 1500 °C и выше существуют гипостехиометрические (N/U = = 1,014-1,04) и гиперстехиометрические (N/U = 0,92-0,96) составы. Стандартная теплота образования UN равна 293 кДж/моль. Точка плав- ления 2650 С. Мононитрид урана претерпевает конгруэнтное плавление при 2850 °C в атмосфере азота при давлении 0.25 МПа [28]. Изготовление топлива. Наиболее широко используемый метод при- готовления нитрида урана UN [29] или смешанного нитрида (U, Pu)N [30] в виде порошков в лабораторных условиях включает цикл гидри-
рование—.азотирование—вакуумная дегазация (см. § 6.3). Цель опера- ции гидрирования заключается в создании порошка, который имеет большую площадь поверхности и способен быстро взаимодействовать с азотом. В процессе вакуумной дегазации происходит восстановление более высокого нитрида U2N3, образующегося во время операции азо- тирования, до UN. Гидрирование осуществляется в температурном ин- тервале 230—250 °C, а азотирование — в интервале 400—850 °C. Восста- новление до UN происходит в вакууме при температурах от 800 до 1500 °C. Аналогичным образом порошок UN можно получить прямым азоти- рованием порошка металлического урана с последующим восстановле- нием продукта до UN [31]. Азотирование осуществляют при темпера- туре 850 °C и давлении азота 0,1 МПа. Операция восстановления выпол- няется в температурном интервале 1150 - 1400 °C. Тот и другой процесс позволяют получить UN с относительно низ- ким содержанием кислорода (0,02- 0,05%), который является основ- ной примесью нитридного топлива. Мононитрид урана высокой плотнос- ти может быть получен из сравнительно крупнозернистого порошка, изготовленного методом прямого азотирования, только путем горяче- го прессования, хотя мелкозернистый порошок, изготовленный с ис- пользованием цикла гидрирование—азотирование, пригоден для холод- ного прессования и спекания в зависимости от последующей операции изготовления топливных таблеток. Порошки UN обычно измельчаются в вибромельнице из карбида вольфрама. Форма (площадь поверхности) и размеры частиц порошка UN зависят от времени помола: чем больше время помола (8—120 ч), тем больше площадь поверхности и меньше размеры частиц порошка. На рис. 7.21 показана зависимость плотности образцов UN, спеченных при двух разных температурах (1550 и 1700 °C) [32], от времени помо- ла. Экспериментальные данные показывают, что во всех случаях сущест- вует оптимальное время помола, лежащее в интервале 16 — 30 ч. Влия- ние температуры спекания и времени спекания на объемную плотность спеченного нитридного топлива показано на рис. 7.22 и 7.23 соответ- ственно. Объемная плотность увеличивается с ростом температуры спе- кания, а также с увеличением продолжительности спекания до опреде- ленного предела. Засисимость плотности спрессованных и спеченных при различных температурах образцов от давления прессования пока- зана на рис. 7.24 и 7.25. Плотность спрессованных и спеченных образ- цов повышается с увеличением давления прессования и температуры спе- кания [32]. Из экспериментальных результатов, представленных на этих рисунках, следует, что: 1) спрессованные топливные таблетки из порошка UN со средним размером частиц около 1 мкм можно спечь до плотности 95% теоретической в течение 2 ч при температуре 1700 °C в атмосфере чистого аргона, 2) плотность образцов, спеченных в атмо- сфере чистого аргона, зависит от времени помола, температуры спека- ния, продолжительности спекания и плотности после прессования. Как видно из рис. 7.26, процесс спекания чувствителен к атмосфере, в которой он осуществляется. Хотя спекание в вакууме более эффек- 126
7 Z b 10 ZO 50 100 ZOO 500 Л4 P и c. 7.21. Влияние времени сухого помола на объемную плотность мононитрида урана, спеченного при указанных температурах в течение 2 ч Рис. 7.22. Влияние температуры спекания на объемную плотность мононитрида урана. Давление прессования при спекании 1,65 • 103 Па Р с. 7.23. Влияние продолжительности спекания при температуре 1700 °C и давле- ние 1,65-103 Па на объемную плотность мононитрида урана Рис. 7.24. Зависимость объемной плотности двух образцов мононитрида урана от давления прессования р р, 10J па Р и с. 7.25. Зависимость объемной плотности образцов мононитрида урана, спе- ченных при указанных температурах в течение 2 ч, от давления прессования Рис. 7.26. Влияние на теоретическую плотность (ТП) атмосферы при спекании порошков мононитрида урана, измельченных в шаровой мельнице в течение 32 ч 127
Рис. 7.27. Температурная зависимость давления азота, находящегося в равнове- сии с мононитридом урана и ураном Рис. 7.28. Самодиффузия N2 в моно- нитриде урана тивно, чем в атмосфере аргона или азота, разложение UN с образова- нием U2N3 или UN2 лимитирует температуру спекания максимум до 1550 °C. Влияние процесса измельчения порошка, температуры и вре- мени спекания, а также плотности спрессованных таблеток на объем- ную плотность мононитрида урана в равной степени относится и к UC (см. §7.7). Физические, теплофизические и механические свойства. Температу- ра и давление разложения UN экспериментально изучались [27, 33—35] и были получены хорошо согласующиеся результаты, как это видно из рис. 7.27. При высоких температурах (выше 1600 °C) UN разлагается в атмосфере азота и образуются нестабильные соединения U2N3 и UN2 по реакциям: UN-------► U (жидкость) + (1/2) N2 (газ) ; 4U + 3N2 -► 2U3N3; и + n2 * un2 . (7-5) В результате изменения давления азота температура плавления UN мо- жет изменяться и азот может претерпевать диффузию в мононитриде. Зависимость коэффициента самодиффузии азота в мононитриде ура- на от обратной температуры показана на рис. 7.28. Экспериментально измеренные результаты были приведены к давлению азота 1,3 104 Па [28, 36]. Таким образом, разложение UN и самодиффузия азота в UN представляют собой две взаимосвязанные высокотемпературные харак- теристики UN в случае использования его в качестве материала ядер- ного топлива при высоких температурах. Наиболее важными теплофизическими свойствами материалов ядер- ного топлива являются коэффициент линейного расширения, теплоем- кость и теплопроводность. Для сравнения на оис. 7.29, 7.30 и 7.31 при- 128
Рис. 7.30. Температурная зависимость теплоемкости мононитрида урана и смешан- ного мононитрида при постоянном давлении Рис. 7.31. Зависимость теплопроводности мононигрцда урана и смешанного моно- нигрида от температуры Рис. 7.32. Средняя твердость по Виккерсу Ну мононитрида урана, скорректиро- ванная на теоретическую плотность: 1 - полоса разброса для мягких образцов; 2 - полоса разброса для твердых образцов ведены данные по коэффициенту линейного расширения, теплоемкос- ти при постоянном давлении и теплопроводности, экспериментально найденные для нитридов UN и (Uo,8, Puq,2)N [32, 37, 38]. Из пред- ставленных на рисунках кривых видно, что коэффициент линейного расширения UN несколько меньше коэффициента линейного расшире- ния смешанного нитрида (Uo.g. Рио,г)К а величины теплоемкости и теплопроводности при высоких температурах заметно выше для UN, чем для смешанного нитрида. Из сравнения температурных зависимостей теплопроводности UOj (см. рис. 7.6 — 7.10), UC (см. рис. 7.20) и UN (рис. 7.31) следует, что теплопроводность UCh и UC уменьшается с ростом температуры, а теп- лопроводность UN увеличивается. Что касается абсолютных значений, то UO2 имеет низкую теплопроводность, UC - промежуточную и UN - высокую. 5 —Зак. 702 129
Таблица 7.4. Упругие характеристики UN и (U0>85.J‘“0,15)NI31> 39-41] Свойство UN (^0,85- PU0,15)N Модуль упругости, ГПа 46,5 - 53,5 43 Модуль сдвига, ГПа 22-24 21 Коэффициент Пуассона 0,26-0,28 0,275 Предел текучести, МПа 7,5-9,5 7,0-8,5 При использовании UN в качестве ядерного топлива большую роль играют такие механические свойства, как упругие характеристики, твердость и ползучесть при высоких температурах. Для сравнения в табл. 7.4 приведены упругие характеристики UN и (U0,8s> Puo.is)^. На рис. 7.32 приведены зависимости значений твердости по Виккер- су от температуры [42]. Примеси могут приводить к повышению твер- дости UN. По сравнению с монокарбидом мононитрид урана имеет меньшую твердость при Т < 1000 °C, однако с ростом температуры твер- дость снижается более медленно. Величины твердости отражают хруп- кость UN. На рис. 7.33 приведены экспериментальные данные, полученные в процессе измерения скорости установившейся ползучести при сжатии образцов UN. При постоянном сжимающем напряжении скорость тер- мической ползучести изменяется с температурой по экспоненциально- му закону [43-45]. При данной температуре и данном сжимающем на- пряжении скорость термической ползучести существенно зависит от содержания кислорода в UN [44]. Радиационная ползучесть. Данные по скорости радиационной ползу- чести UN и UO2, найденные в различных источниках, приведены на рис. 7.34. Для сравнения на рис. 7.34 даны также скорости ползучести без облучения аналогичных образцов UN и UO2, приведенные к факти- ческой плотности топлива 95% теоретической. Из рассмотрения приве- денных данных следуют два важных вывода: 1) в области умеренных температур (700—900 °C) скорость радиационной ползучести UN мень- ше скорости радиационной ползучести UO2, 2) при высоких температу- рах скорости ползучести без облучения монокарбида, мононитрида и диоксида урана сравнимы. Радиационное распухание и выделение газообразных продуктов де- ления. При облучении в реакторе образцов UN в оболочках из вольфра- ма или сплава W — 25% Re по массе при линейной мощности 100— 328 Вт/см было найдено, что радиационное распухание и выделение га- зообразных продуктов деления сильно зависят от температуры [46-48]. На рис. 7.35 сравниваются зависимости скорости внешнего объемного распухания UN, UC и UO2 от температуры наружной поверхности обо- лочки. Все образцы облучались в оболочках из сплава W - 25% Re. Бо- лее подробно зависимости скорости внешнего объемного распухания образцов UN и UC в оболочках из сплава W — 25 % Re от температуры поверхности оболочек сравниваются на рис. 7.36 - 7.38 [48]. Из пред- 130
Рис. 7.33. Зависимость скорости установившейся ползучести мононитрида урана от температуры Эксперимент Напряжение, МПа Энергия активации, 103 Дж/моль Примесь Оз, 10 6 □ 21 338 400 д 28 295 450 о 35 310 400 42 260 2600 ▲ 56 256 2600 • 42 252 450 Рис. 7.35. Сравнение скоростей объемного распухания диоксида, мононитрида и монокарбида урана Рис. 7.36. Зависимость скорости объемного распухания образцов мононитрида ура- на в оболочках из сплава W — 25% Re по массе от температуры поверхности оболоч- ки Т ставленных данных видно, что UN характеризуется меньшим радиацион- ным распуханием, чем UC и UOj, при температурах поверхности оболо- чек 1200- 1700 °C. Выделение газообразных продуктов деления из топливных таблеток при высоких температурах и выгораниях в первую очередь касается в* 131
Рис. 7.37. Зависимость скорости объемного распухания образцов монокарбида урана в оболочках из сплава W — 25% Re по массе от температуры поверхности оболочки Т Рис. 7.38. Сравнение зависимостей скоростей объемного распухания образцов монокарбида и мононитрида урана в оболочках из сплава W - 25% Re по массе от температуры поверхности оболочки Т Таблица 7.5. Данные по выделению газообразных продуктов деления из топливных образцов UN и UC Топливо Гаэовыделение, % Топливо высокой Пористое топливо плотности (низкая плотность) UN UC 1-5 15-20 35 - 40 85 - 90 вопросов безопасности в связи с постепенным повышением газового давления внутри твэлов. В табл. 7.5 приведены экспериментальные дан- ные по выходу газообразных продуктов деления из нитридного и кар- бидного топлив, облученных до выгорания около 2-Ю2 2 дел-см-3 при температуре примерно 1700 °C [48]. Приведенные экспериментальные данные найдены путем определения в лабораторных условиях вакуум- ными методами количества газообразных продуктов деления, удержан- ных в топливных образцах. Из табл. 7.5 видно, что UN выделяет мень- шее количество газообразных продуктов деления, чем UC в данных кон- кретных условиях облучения (по температуре и выгоранию). Из топли- ва высокой плотности выделяется меньше газа, чем из пористого топ- лива, причем радиационное распухание обычно предшествует выделе- нию газообразных продуктов деления. Радиационное распухание гипостехиометрического (богатого азо- том) UN связано в основном с ростом пузырьков, заполненных газо- образными продуктами деления, ан границах зерен. В гиперстехиомет- рическом (с недостатком азота) UN на границах зерен присутствует относительно большее количество газообразных продуктов деления, что обусловливает большую степень распухания гиперстехиометричес- кого UN по сравнению с гипостехиометрическим UN [46]. Таким об- разом, отклонение от стехиометрии влияет на радиационное распуха- ние UN и выделение из него газообразных продуктов деления. 132
7.8.2. Силициды и сульфиды урана. В системе уран-кремний сущест- вуют такие силициды, как USi, U2Si, U2Si3, U3Si и U3Si2. Силицид U3Si (часто называемый эпсилон-фазой), имеющий наибольшую плот- ность атомов урана, рассматривался в качестве потенциального топ- лива легководных реакторов из-за его высокой коррозионной стой- кости. Однако этот материал при относительно низкой температуре (930 °C) претерпевает распад по перитектоидной реакции, и поэтому он может быть отнесен скорее к металлическому топливу, чем к ке- рамическому. Силицид U3Si2 более тугоплавок, чем U3Si, однако и его точка плавления (1665 °C) существенно ниже точек плавления UC или UN (см. табл. 7.1). Любой силицид урана можно приготовить методом совместного плавления смеси элементарных порошков соответствующего состава. Расплавленные силициды чрезвычайно химически агрессивны. Чтобы избежать чрезмерного взаимодействия с материалом тигля и резуль- тирующего загрязнения продукта, продолжительность периода плавле- ния должна быть небольшой. Соединение U3Si можно приготовить обычными методами, применяемыми при производстве металлов, или методами порошковой металлургии (49]. Порошки всех силицидов пирофорны на воздухе. Поэтому соответствующие меры предосторож- ности необходимо предусматривать при выполнении операций шлифов- ки, измельчения, просеивания и т.д. Операцию спекания можно осу- ществлять в вакууме или в атмосфере аргона при температуре около 1400 °C. Физические, теплофизические и механические свойства силицидов урана U3 Si и U3Si2 приведены в табл. 7.6. В узкой области составов (чистая эпсилон-фаза) силицид U3Si бо- лее коррозионно стоек в воде и паре, чем металлический уран. Сили- цид U3Si2 по плотности атомов урана занимает следующее после U3Si положение, а его теоретическая плотность, составляющая 12,20 г/см3, больше плотности UO2, но меньше плотности UC. Ожидается, что си- лициды урана будут относительно устойчивы к действию облучения. Таблица 7.6. Физические, теплофизические и механические свойств U3Si и U3Si2 Свойство U3Si U3Si2 Теоретическая плотность при 25 °C, г/см3 15,58 12,20 Плотность атомов урана, г/см3 14,99 11,30 Точка плавления, °C 930 1665 Коэффициент линейного расширения (20- 200 °C), 10-6 °C 13,0 15,5 Теплопроводность при 25 С, Вт/ (см • К) 0,151 0,147 Предел текучести при 25 °C, МПа: при сжатии 167 160-180 при растяжении и кручении 54 51-56 Предел прочности при 25 °C, МПа 400 350 - 420 133
Сульфиды и фосфиды урана, главным образом US и UP, имеют при- мерно такие же свойства, как и силициды урана [50, 51]. В первых ис- следованиях перспективных керамических топлив, которые могли бы заменить UO2, изучались карбиды, нитриды, силициды, сульфиды и фос- фиды урана. Поскольку карбиды и нитриды продемонстрировали луч- шие свойства, большинство современных исследований и разработок сконцентрировано на UC и UN. В настоящее время в программах исследований и разработок керами- ческих топлив для быстрых реакторов-размножителей с жидкометал- лическим теплоносителем основное внимание уделено перспективным топливам (U, Pu)O2, (U, Ри)С и (U, Pu)N, которые создаются на базе диоксида, монокарбида и мононитрида урана. 7.9. КОРРОЗИЯ Коррозионное поведение урана и его сплавов (урановые металли- ческие топлива) рассматривалось в § 6.5. Экспериментальные резуль- таты и практика показывают, что в общем случае скорость коррозии увеличивается с ростом температуры, интенсивности облучения и вре- мени работы в данной реакторной среде. Керамические урановые топлива значительно более стойки к кор- розии, чем металлические топлива. Такие соединения, как UO2 и U3Si, могут оказывать большое сопротивление коррозии. Из опыта эксплуа- тации известно, что UO2 стабилен в воде и паре легководных и тяжело- водных реакторов при температурах вплоть до 320 °C. Он корродиру- ет на воздухе и в окислительном теплоносителе (в случае разгермети- зации оболочки) при высоких температурах (выше 320 °C) и интен- сивном облучении. Монокарбид урана обладает плохой коррозионной стойкостью в воде, паре или содержащем кислород теплоносителе при относительно низких температурах (выше 55 С). Скорость корро- зии UN очень сильно зависит от стехиометрии. Присутствие свободно- го урана или U2N3 отрицательно сказывается на коррозионной стой- кости. В воде или паре при температурах около 100 °C защитная плен- ка, которая образуется на поверхности UN, постепенно теряется по ме- ре увеличения ее толщины и растрескивания. Такое коррозионное по- ведение аналогично наблюдаемому на поверхности металлического топлива (см. § 6.5). Как уже отмечалось, силицид урана U3Si имеет высокую коррозион- ную стойкость. Сопротивление коррозии сульфида урана US и фосфи- да урана UP, по-видимому, сравнимо с сопротивлением коррозии сили- цида урана U3Si. Эти керамические топлива относительно стабильны на воздухе (100 — 200 °C), в воде (315 °C) и в паре (чуть ниже 315 °C). В данной химической и физической среде скорость коррозии кера- мических урановых топлив в общем случае зависит от температуры, интенсивности облучения и времени работы системы. 134
7.10. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ И ОХРАНА ЗДОРОВЬЯ При обращении с металлическими и керамическими урановыми топ- ливами и при изготовлении возникают четыре главные проблемы, ка- сающиеся техники безопасности и охраны здоровья. 1. Возможность образования критической массы из материалов, со- держащих обогащенный 235 U. Имеется вероятность достижения крити- ческой массы делящихся материалов, что приведет к взрыву в резуль- тате цепной реакции деления. 2. Самовоспламенение и пирофорность. Порошок металлического или керамического урана может воспламеняться. Он пирофорен в процессе измельчения или изготовления. 3. Токсичность тонкого уранового порошка. Попадание через органы дыхания взвешенного в воздухе тонкого порошка металлического или керамического урана опасно. Продукты распада тонкого порошка, попа- даемого в организм человека через органы дыхания во время изготов- ления топлива или работы с ним, более вредны, чем сам уран. 4. Радиационная опасность. Уран является естественным радиоактив- ным элементом, испускающим а-частицу. Длительное облучение а-части- цами может представлять радиационную опасность при работе с массив- ным ураном. Во избежание образования критической массы и самовоспламенения обогащенного урана, а также для предотвращения опасности, связан- ной с токсичностью и радиацией, необходимо соблюдать правила тех- ники безопасности. При обращении с урановыми топливами и при их изготовлении нужно строго соблюдать меры предосторожности. 7.11. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Основными преимуществами керамических урановых топлив явля- ются их высокая температура плавления, позволяющая эксплуатиро- вать топливо и АЭС при повышенных температурах для увеличения теп- лового коэффициента полезного действия, хорошая радиационная (размерная, структурная и объемная) стабильность и высокая корро- зионная стойкость в воде, паре и натриевом теплоносителе. На стадии выполнения исследовательских работ ряд керамических топлив был ис- пытан и изучен. Карбидное UC и нитридное UN топлива показали наи- лучшие результаты в отношении высокой работоспособности и преиму- ществ при использовании в будущем. Ядерные, физические и теплофи- зические свойства этих потенциальных топлив превосходят соответст- вующие свойства UO2 - топлива современных ядерных энергетических реакторов.
ГЛАBA 8 ПЛУТОНИЙ 8.1. ВВЕДЕНИЕ Важная роль в быстрых энергетических реакторах отводится плуто- ниевому ядерно му топливу. Образование Ри при захвате нейтрона яд- ром 238U компенсирует потерю реактивности при выгорании первич- ного топлива в легководных LWR и тяжеловодных HWR энергетичес- ких реакторах. Плутоний, выделенный при переработке облученного топлива и разбавленный природным или отвальным ураном (отвал газо- диффузионных заводов), можно использовать как первичное топливо быстрых энергетических реакторов. Высокий выход вторичных нейтро- нов (в среднем три нейтрона на одно деление) позволяет производить в LMFBR больше ядерного горючего, чем его потребляется. На стадии экспериментальной разработки перспективного металли- ческого и керамического плутониевого топливного материала для LMFBR удалось добиться значительных успехов. Ожидается, что перс- пективное топливо позволит получить в LMBFR коэффициент воспро- изводства не менее 1,35 (избыточный коэффициент воспроизводства 0,35 и более), период удвоения 7—12 лет и максимальную глубину вы- горания до 250 МВт сут/кг (U, Pu) [1]. 8.2. РАСПРОСТРАНЕННОСТЬ В ПРИРОДЕ И ПОЛУЧЕНИЕ Хотя нуклид 239Ри и содержится в урановой руде (урановой смол- ке или ураните), его концентрация в руде не превышает ПТ11. Поэто- му плутоний следует рассматривать как искусственный нуклид, полу- чаемый при облучении нейтронами в ядерном реакторе природного или обедненного урана. В результате реакций, происходящих в реакторах- наработчиках и энергетических реакторах, образуются высшие нукли- ды плутония: 238U(n, y)239U —------k 23’Np—------^239Pu; (8.1) 23,5 мин 2,33 сут 239Pu(n, 7)240Pu(h, y)241Pu ит.д. (8.2) Плутоний, извлеченный из тепловыделяющих элементов, подвержен- ных кратковременному облучению, почти полностью состоит из нукли- да 239Ри. При более длительном облучении этот нуклид поглощает ней- троны и постепенно превращается в более или менее стабильные нукли- ды с массовыми числами до 246. 8.3. СВОЙСТВА ПЛУТОНИЯ 8.3.1. Ядерио-физические свойства. В табл. 8.1 [2, 3] представлены наиболее важные ядерно-физические характеристики изотопов плуто- ния и других нуклидов, играющих важную роль в ядерных реакторах 136
Рис. 8.1. Термическое линейное расширение при фазовых превращениях высоко- чистого плутония Рис. 8.2. Температурная зависимость удельной теплоемкости Ср деления. В табл. 8.1 аа и а? — поперечные сечения поглощения и деле- ния, выраженные в барнах, v(E) — среднее число нейтронов, возникаю- щих при одном акте деления, т](Е) — среднее число нейтронов, прихо- дящихся на одно сгоревшее ядро урана или плутония. Поперечные се- чения аа, оу и ас = оа - и ядерные параметры v и т? являются функ- циями энергии нейтрона Е и поэтому зависят от нейтронного спектра, характерного для тепловых и быстрых реакторов. Для сравнения в табл. 8.1 приведены значения oe, оу, v и т? для теп- ловых и быстрых нейтронов для нуклидов 23SU и 238и. Видно, что зна- чащи оа, Gf, v и т? для 239Ри в быстром реакторе предпочтительнее ана- логичных характеристик для 23SU в тепловом реакторе. По этой причи- не плутоний рассматривают как ядерное горючее для расширенного воспроизводства в быстрых реакторах. 8.3.2. Теплофизические свойства. В табл. 8.2 [4-6] приведены дан- ные о кристаллической структуре, фазовых превращениях, плотности, теплоемкости, коэффициенте термического расширения плутония. Из-за кинетики фазовых превращений шести аллотропических модификаций чистого плутония температура перехода заметно зависит от скорости нагревания образцов. На рис. 8.1 изображена температурная зависимость линейного расширения (или удлинения) чистого плутония при фазовых превращениях. Из шести аллотропических модификаций только 6 -фа- за плутония относительно стабильна или метастабильна. Температур- ная зависимость удельной теплоемкости при постоянном давлении Ср для чистого плутония в области низких температур представлена на рис. 8.2. Зависимость средней теплопроводности X от абсолютной тем- пературы образцов плутония высокой чистоты приведена на рис. 8.3. В соответствии с общей тенденцией для металлов удельная теплоем- кость и теплопроводность чистого плутония растет с температурой. 8.3.3. Механические свойства. С механической и технологической точки зрения плутоний является относительно хрупким материалом. Егр механические свойства сильно зависят от содержания примесей, эффективной плотности, температуры, дефектов кристаллической струк- туры, анизотропии и фазовых превращений. Для выбранных образцов механические свойства чистого плутония при различных условиях при- ведены в табл. 8.3. Здесь представлены плотность, температура, содер- 137
Таблица 8.1. Некоторые важные ядерные свойства нуклидов плутония Нуклид Период полу- распада, лет Основной канал образования Данные для тепловых ней Оа- 6 %б 239Ри 2,43 (104) 23,Np«r) 1011 742,5 240Ри 6,60 (104) 239Ри(л, у) 350 4,2 241Ри 13 240Ри(л, Т) 1377 1009 242Ри 3,8 (10s) 241 Ри (л, у) 23 — 235и 8,5 (108) Природный 680,8 582,2 238и 4,5 (109) »» 7,6 4.2 Таблица 8.2. Физические и теплофизические свойства плутония Фаза К ристаллическая решетка Число ато- мов в эле- ментарной ячейке Размеры элемен- тарной ячейки А Темпера- тура пере- хода, °C а 15-122 °C Простая моноклинная 16 а =6,1835, b =4,8244, с = 10,973, 0 = 101,81° 21 Р 122-206 С Объемно центриро- ванная моноклинная 34 а = 9,284 b = 10,463, с = 7,85 9, 0 = 92,13° 190 7 319 ±5 С Г ранецентриро ванная орторомбическая 8 а = 3,1587, b = 5,7682, с = 10,162 235 6 451 ±4 °C Г ранецентрированная кубическая 4 а = 6,687 ± 0,0004 320 Т? 476 ± 5 С Объемноцеятр иро ванная тетрагональная 2 а = 3,327 ± 0,003 с = 4,482 ± 0,007 465 е 639,5 ± 2 °C Объемно центрированная кубическая 2 а = 3,636 ± 0,0004 490 жание примесей в различных образцах, оказывающих в различной сте- пени влияние на предел прочности, предел текучести и модуль упру- гости плутония. На рис. 8.4 изображена типичная диаграмма растяже- ния для выдержанного при низкой температуре плутониевого образ- ца при комнатной температуре и показано, как графически определить предел текучести в образце металлического плутония при остаточной деформации 0,02% (см. также табл. 8.3). 138
тронов (типичного LWP) Данные для быстрых нейтронов (типичного LMFBR) V т? °а,б <У.б V Т? 2,871 2,108 2,11 1,85 3,10 2,60 3,0 0,035 — — — — 2,927 2,145 2,26 2,0 3,2 2,61 2,148 2,068 1,65 1.4 2,65 2,0 — - 0,225 0,095 2,6 0,97 Удельная теплоемкость, Плотность, г/см3 кДж/(кг • °C) Коэффициент термичес- сть’ ' кого расширения, 10“6/°С Ср cv 19,816 0,1401 (25 °C) 0,1279 (25°О 46,85 ± 0,05 (-186 ± 0,100 °C 17,70 0,1612 (160 °C) 0,1524 (160 °C) д[100|= 64 *[010] = 14 с[001] ” 46 (123-190°О 17,14 0,2102 (225 °C) д[ 100] =~19>7 1 1.0 *[010] = 39’5 ± °.* с[001] = 84-3 ± i-6 (210-310 °C) 15,92 0,2277 (400 °C) - д[ 100] =“ 8’6 4 о-3 (320-440 °О 16,00 0,2628 (470 °C) — д[100] = 444,8 ± 12,1 с[001] = 1063,5 ± 18,2 (452-480 °О 16,51 - - д[100| = 36’5 ± 1>1 (490-500 С) Анализ физических, ядерных и термомеханических свойств аллотроп- ного плутония, который меняет фазу 6 раз (от а, 0, у, 6, т? до е) в уз- ком интервале температур (от комнатной температуры до точки плав- ления 640 °C), показывает, что плутоний в металлической форме нель- зя использовать в чистом виде как топливо для быстрых реакторов. Кроме того, плутоний представляет собой сильно концентрированный делящийся материал, который должен быть разбавлен сырьевыми нук- 139
Таблица 8.3. Некоторые механические свойства плутония Характеристика образца Предел прочности, МПа Предел текучести при остаточной деформа- ции 0,02%, МПа макс МИН макс. МИН. Литые образцы диаметром 0,623 см, выдержанные при низкой температуре 530 302 314 210 Литые образцы диаметром 0,635 см, отожженные в 5 -фазе и выдержанные при низкой температуре 510 300 288 222 Литые образцы диаметром 1,27 см, выдержанные при низкой температуре 437 326 276 226 Литые образцы диаметром 1,27 см, отожженные в 5-фазе и выдержанные при низкой температуре 448 415 296 248 W0 в § 300 а S 200 I $ 100 О 0,002 0,004 0,006 0,008 Д1/1 ’ Р и с. 8 3. Температурная зависимость теплопроводности X высокочистого плутония Рис. 8.4. Типичная диаграмма растяжения or-фазного плутония при комнатной температуре (штриховая кривая соответствует остаточной деформации 0,02% для определения предела текучести) лидами перед его применением в бридерах и энергетических реакторах. По этой причине в настоящее время изучаются, испытываются и облу- чаются в ядерных реакторах сплавы металлического плутония и его керамические соединения [7— 10]. 8.4. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ СПЛАВЫ ПЛУТОНИЯ К настоящему времени изучено большое число металлических плу- тониевых сплавов [4-6]. Некоторые из них представляют значитель- ный интерес. Хотя плутоний и имеет сильную тенденцию к образованию интерметаллических соединений, он тем не менее очень напоминает уран в формировании сплавов. Интерес к плутониевым сплавам определяет- ся следующими важными характеристиками или свойствами: 1) относи- тельно малой долей Ри, требуемой для достижения условий кригичнос- 140
Модуль упругости, 10® МПа — / 3 Плотность, г/см Температу- ра испыта- ний, °C Содержание примесей, КГ-6 макс. МИН. макс. МИН. 90,4 78,7 19,58 19,28 31 975 90,3 78,3 19,58 19,41 31 1090 103 77,5 19,56 19,41 34 1540 97,5 89,2 19,47 19,05 34 1254 Число атомов Ри,®/» Массовое содержание Ри.,% О 20 40 60 SO 100 Число атомов Pu,% Рис. 8.5. Диаграмма состояния уран-плуто- ниевых сплавов Рис. 8.6. Диаграмма состояния плутоний- ториевых сплавов О 10 30 50 10 00 Число атомов Th, % тн в ядерном реакторе; 2) термической и радиационной стабильностью; 3) хорошими механическими свойствами и технологичностью; 4) высо- кой коррозионной стойкостью; 5) положительным влиянием разбав- ляющего сырьевого компонента с точки зрения воспроизводства. На рис. 8.5—8.8 представлены фазовые диаграммы или диаграммы равновесия бинарных систем (сплавов): Pu—U; Ри—Th; Ри—Al и Ри— Fe 141
Массовое содержание 41, % lZ_iri£r_l_i__I____I__I___1111-----1--- О 10 20 30 fO 50 50 70 SO 90 100 Число атомов А1,°/о Рис. 8.7. Диаграмма со- стояния сплавов плутония с алюминием Рис. 8. 8. Диаграмма со- стояния плутоний-железо Число атомов Fe, % соответственно. Фазовые диаграммы получены в основном с помощью рентгенографического, металлографического, дилатографического и тер- мического анализов. На рис. 8.5 и 8.6 изображены диаграммы Pu—U и Pu—Th топливных систем, а на рис. 8.7 и 8.8 — фазовые диаграммы Pu—Al и Pu-Fe. В уран-плутониевых топливных системах содержание делящегося Pu обычно не превышает 20% (по тяжелым атомам). Направление, связанное с изучением двойных и тройных сплавов, таких как U-Pu— Th, U—Pu—Al или U—Pu—Fe, можно рассматривать как развитие металлического топлива, конкурирующего с керамическими видами топлив. При разработке топлива для LMFBR металлическое топливо имеет главное преимущество — большие коэффициенты вос- производства и более короткие времена удвоения, чем в реакторах на ке- рамическом топливе. 142
8Л. КЕРАМИЧЕСКИЕ СОЕДИНЕНИЯ ПЛУТОНИЯ К керамическим соединениям плутония главным образом относятся оксидные, карбидные и нитридные плутониевые системы. При этом диоксид плутония PuOj, монокарбид плутония РиС и нитрид плутония PuN в смеси с UO2, UC и UN соответственно рассматриваются как пер- спективные виды топлива для быстрых энергетических реакторов. Дру- гими словами, соединения плутония на основе PuO2-UO2, PuC-UC и PuN-UN или (U, Pu)O2, (U, Pu)C и (U, Pu)N являются перспективны- ми типами топлива для жидкометаллических реакторов на быстрых нейтронах. Смешанное оксидное топливо (U, Ри)О2, разработанное, например, для экспериментального реактора на быстрых нейтронах (FFTF) или проектируемого быстрого энергетического реактора CRBR, создает предпосылки для скорейшего внедрения LMFBR в ядерную энергетику. Основаниями для такого выбора являются: 1) значительный опыт и отработанная технология для фабрикации твэ- лов из оксидного топлива; 2) хорошая изученность термических и ра- диационных характеристик оксидного топлива; 3) положительный опыт использования оксидного топлива в реакторах и эксплуатации оборудо- вания. Единственным недостатком оксидного топлива является отно- сительно низкий коэффициент воспроизводства и как следствие боль- шие времена удвоения (около 15 лет). Поэтому на последующих стадиях освоения быстрых реакторов пред- ставляется целесообразным использование топлива на основе смешан- ных карбидов и нитридов из-за лучших ядерно-физических и теплофи- зических свойств этих топлив по сравнению с оксидным топливом. Кро- ме того, карбидное и нитридное топливо имеют более высокую плот- ность делящихся нуклидов, чем оксидное топливо, и, следовательно, более короткие времена удвоения и больший коэффициент воспроиз- водства. 8.5.1. Оксиды плутония. Из переработанного облученного топлива после процесса разделения плутоний получается как раствор нитрата в азотной кислоте HNO3. Из этого раствора либо осаждается перекись плутония Ри2О7 с помощью перекиси водорода, либо четырехвалент- ный оксалат плутония с помощью щавелевой кислоты С2Н2О4 или (СООН)2. При прокаливании перекись или оксалат переходят в диок- сид плутония РиО2: тепло 2Ри2О7-----> 4PuO2 + ЗО2. (8.3) Продукт реакции РиО2 пропускают через два последовательных фто- ристоводородных сжижающих реактора, в которых происходит хими- ческое взаимодействие с безводным фтористым водородом при тем- пературе от 480 до 540 °C и от 540 до 650 °C соответственно. Химичес- кая реакция протекает здесь в соответствии с уравнением: PuO2 + 4HF -> 2Н2О + PuF4. (8.4) При этом образуется тетрафторид плутония, нелетучее твердое вещест- во с высокой точкой плавления. В дальнейшем PuF4 прокаливают в 143
стальной форме с кальцием или магнием высокой чистоты, при этом образуется металлический плутоний: PuF4 + 2Са -* Pu + 2CaF2; (8.5) PuF4 + 2Mg -+ Ри + 2MgF2. (8.6) Фторид кальция или магния образует шлак на поверхности плуто- ния, от которой его можно отделить. Плутоний и диоксид плутония — это основные топливные материалы для ядерных реакторов деления. Аналогично оксидам урана плутоний может образовывать ряд окси- дов помимо диоксида РиО2. 8.5.2. Карбиды плутония РиС, Ри2С3 и РиС2 используются как кар- бидное ядерное топливо. Среди низ наибольший интерес представляет монокарбид плутония РиС. При взаимодействии Ри или РиО2 с угле- родом или углеводородом РиС можно получить следующим образом: тепло Ри + С------► РиС; (8.7) РиО2 + 2С—> РиС + СО2. (8.8) Это топливо имеет большую ядерную плотность по плутонию и луч- шую теплопроводность, чем РиО2. Химическая реакция в уравнении (8.7) может идти как взаимодействие плутония и графитового порош- ка в графитовом тигле или взаимодействие плутониевого порошка с газообразным углеводородом (метаном). При этом непосредственно получается порошок РиС. Химическая реакция в (8.8) протекает с вос- становлением РиО2 графитом. Эти процессы протекают в вакууме или инертной среде (гелии или аргоне). Избыточный графит или углерод может образовывать соединения Pu2C3, РиС2 и другие кар&щы. 8.5.3. Нитриды плутония. В качестве альтернативы оксидному плуто- ниевому топливу рассматриваются следующие виды перспективных топлив для LMFBR — карбид плутония, нитрид плутония и силицид плутония (порядок соответствует последовательности освоения этих видов топлива). Большая часть исследований по керамическому плуто- ниевому топливу сконцентрирована на РиС и PuN из-за их повышенной плотности, присущих также и урановому карбидному и нитридному топливам. Керамические соединения плутония PuN, Pu2N3 и PuN2 были изуче- ны в нитридных плутониевых системах [11, 12]. Соединение PuN наи- более стабильно и как делящийся материал напоминает UN. Соответ- ствующая точка плавления при давлении азота 5,0± 2,0 МПа составля- ет 2830 ±50 °C. Нитрид плутония получают из переработанного топли- ва путем нагревания органической фазы, содержащей нитрид плутония, в присутствии водорода или крекинга аммония NH3: 2PuO2 • (NO3)2 + 10Н2 -> 2PuN+ ЮН20; (8.9) 2Pu(NO3)4 + ЗЗН2 -> 2PuN + 24Н2О+ 6NH3. (8.10) J 44
Для лабораторного получения PuN и (Pu, U)N наиболее широко ис- пользуется цикл нитридно-гидридно-вакуумной дегазации. Цель гид- ридной процедуры — получение мелкого порошка с развитой поверх- ностью, который может быстро реагировать с азотом. Кроме того, ва- куумная дегазация уменьшает содержание высших нитридов Pu2N3 и PuN2 , образующихся помимо PuN. В случае использования металлического плутония вместо РиО2 и PuO2 (NO3)2 порошок PuN можно непосредственно получить нитриди- зацией порошка металлического плутония сразу после вакуумно-дега- зационного восстановления. Нитридизация выполняется в атмосфере азота при температуре 850 °C, превращение PuN может происходить в интервале температур 1200—1400 С. 8.6. СМЕШАННОЕ КЕРАМИЧЕСКОЕ УРАН-ПЛУТОНИЕВОЕ ТОПЛИВО В настоящее время UO2 представляет собой наиболее широко ис- пользуемое в тепловых реакторах (LWR, HWR) топливо. При этом, ес- ли карбид урана UC находится на стадии изучения и разработки, нитрид UN следует считать перспективным топливом для энергетических реак- торов будущего. Доля плутониевой композиции в смешанном уран-плутониевом кера- мическом топливе UO2-PuO2 или (U, Ри)О2, используемом в LMFBR (например, в исследовательском реакторе FFTF или в проектируемом демонстрационном быстром энергетическом реакторе CRBR), составля- ет приблизительно 15%. Смешанные топлива на основе UC-PuC и UN-PuN или (U, Ри)С и (U, Pu)N, предназначенные для LMFBR находят- ся на стадии изучения. Физические, теплофизические и механические свойства керамичес- кого уранового топлива UO2, UC и UN аналогичны свойствам керами- ческого топлива PuO2, РиС и PuN соответственно. Выбор для LMFBR плутониевого керамического топлива обусловлен лучшими его ядер- ными свойствами в спектре быстрых энергетических реакторов по срав- нению с урановым топливом. Так как Pu является сильно концентриро- ванным делящимся материалом, то в реакторе он должен быть разбав- лен сырьевым материалом (238U или 232Th). Смешанное уран-плуто- ниевое керамическое топливо и керамическое урановое топливо имеют хорошие эксплуатационные характеристики, среди которых следует от- метить высокую температуру плавления, термическую и радиационную стабильность, хорошо- отработанную технологию изготовления и опыт эксплуатации (полученный or UO2 топлива). По этим причинам сме- шанное керамическое уран-плутониевое топливо рассматривается как перспективное ядерное топливо для LMFBR [13 - 15]. 8.6.1. Смешанное керамическое уран-плутониевое оксидное топли- во (U, Ри)О2. Смешанное уран-плутониевое оксидное топливо (U, Ри)О2 используется в усовершенствоанных топливных хлементах исследова- тельских и демонстрационных энергетических LMFBR. Оксидное топ- ливо создает предпосылки для быстрой разработки топливных элемен- тов из-за уже хорошо отработанной технологии фабрикации твзлов и 145
Р и с. 8.10. Диаграмма основных этапов изготовления топлива и твэлов из смешан- ного карбидного топлива (U, Ри)С (готовые порошки): I — фабрикация топлива; II - изготовление твэлов обширного положительного опыта облучения. Это топливо, однако, не обеспечивает достаточной избыточной наработки горючего и корот- кие времена удвоения при требуемых темпах роста полезных ядерных мощностей. Основные стадии фабрикации таблеток и топливных стержней из смешанного уран-плутониевого оксидного топлива приведены на рис. 8.9. Если исходные продукты представляют собой порошки UO2 и РиО2, то процедура переработки топлива может быть исключена. Все стадии плутониевого производства должны выполняться дистанцион- но и при безопасном обогащении. 8.6.2. Смешанное керамическое уран-плутониевое карбидное топ- ливо (U, Ри)С. На рис. 8.10 приведена схема основных этапов изготов- ления смешанного уран-плутониевого карбидного топлива, основан- ного на карботермическом восстановлении механической смеси диок- сидов урана и плутония с графитом. Смесь оксидов урана и плутония с графитовым порошком прессуется для обеспечения плотного кон- такта между компонентами. Прореагировавший продукт размельчает- 146
Р и с. 8.12. Распределение в карбидной матри- це из UC накопленного плутония и продуктов деления фиссиумной группы: циркония, неоди- ма и молибдена (выгорание топлива в потоке тепловых нейтронов 4%) Р и с. 8.11. Радиальное распределение урана и плутония в твэлах из карбидного уран-плутониевого топлива (Uo,85PuO,ls)^l+x при облучении в потоке тепловых нейтронов до выгорания 4% (увеличенное выпадение продуктов деления при тем- пературе 1100- 1300 °C) ся, прессуется в топливные таблетки с помощью связующего элемента, например угольного воска, и спекается в вакууме при температуре 1600—1700 °C в течение требуемого для спекания времени. Для защи- ты здоровья персонала должен проводиться контроль газовой среды (СО, образующегося в течение химической реакции и процесса спека- ния) с помощью инфракрасного газового СО-анализатора [10]. Предполагается, что влияние температуры на радиальное распреде- ление керамических видов топлива (UC, РиС и UC PuC) должно быть примерно одинаковым при умеренном выгорании топливных элемен- тов. На рис. 8.11 изображена радиальная и температурная зависимости распределения UC и РиС в гиперстехиометрическом или гипостехиометри- ческом смешанном уран-плутониевом карбидном топливе (U, Ри)С, облученном в потоке тепловых нейтронов до 4% выгорания. Радиаль- ное распределение U и Ри количественно определялось электрозондирую- щим микроанализом [16, 17]. Показано, что в образце из смешанного карбида максимальное со- держание РиС (до 18%) достигалось в периферийной части сердечника, в то время как содержание карбида урана уменьшалось с ростом рас- стояния от центра твэлов от 85 до 79%. Радиальная зависимость содер- жания РиС и UC и отличие суммы карбидов РиС и UC от 100% опреде- ляются наличием растворимых продуктов деления, концентрация кото- рых увеличивается с ростом расстояния от центра твэла и депрессией плотности потока тепловых нейтронов в центральной области по срав- нению с периферийной частью твэла. В то же время газовые продукты деления Хе, Кг и т.д. движутся в соответствии с температурным гра- диентом по направлению к центру твэла. На рис. 8.12 изображено распределение продуктов деления Zr, Nd и Мо фиссиумной группы и растворенного в карбидной топливной мат- рице 239Ри, получающегося при конверсии из 238U при облучении в потоке тепловых нейтронов до выгорания 4%. Увеличение содержания продуктов деления и накопленного плутония в периферийной части 147
Рис. 8.13. Диаграмма основных этапов переработки, изготовления топлива и топ- ливных элементов из смешанного нитрид- ного топлива (U, Pu)N (исходные про- дукты из пурекс-процесса) I - переработка топлива; II - фабри- кация; III - изготовление твэлов карбидных твэлов происходит из-за перераспределения U и Ри в карбидах. Перераспределение преимущественно происходит в период рекристаллиза- ции топлива, а также в период роста зерен. Явление перераспределения V или U и Ри характерно для всех видов ке- рамического топлива, содержащего UO2, (U, Pu)O2, UC, (U, Pu)C,UN и (U, Pu)N, и происходит в период ра- боты реактора. Перераспределение в однотопливных и смешанных топлив- ных композициях при стехиометри- ческом, гипостехиометрическом и ги- перстехиометрическом составах про- исходит преимущественно из-за рекристаллизации, а также в период роста зерен в керамическом топливе. Это предсказывается теоретически и на- блюдается экспериментально [ 18—20]. 8.6.3. Смешанное керамическое уран-плутониевое нитридное топли- во (U, Pu)N. Смешанное уран-плутониевое нитридное топливо (U, Pu)N - альтернатива усовершенствованному карбидному топливу LMFBR. На стадии подготовки, переработки топлива и фабрикации уран-плутоние- вого нитридного порошка в большинстве случаев используется метод гидридно-нитридно-вакуумной дегазации [11, 12]. Цель гидридной ста- дии - создание порошка с высокоразвитой поверхностью, который мо- жет быстро реагировать с азотом. Вакуумная дегазация позволяет уменьшить вклад нитридных соединений урана и плутония с высоким содержанием азота, например, таких как U2N3 и Pu2N3, образующих- ся наряду с мононитридами (U, Pu)N. На рис. 8.13 показаны основные этапы переработки топлива, фаб- рикации таблеток из (U, Pu)N и топливных элементов на их основе. Механическая смесь порошков получается перемешиванием отдельно приготовленных нитридов урана UN и плутония PuN с номинальным массовым содержанием PuN = 15-5-20%. Порошки UN и PuN изготавли- ваются с использованием цикла гидридно-нитридно-вакуумной дегаза- ции (рис. 8.13, пп. 7, 8), в требуемой пропорции размельчаются в ша- 148
Таблица 8.4. Давление паров над нитридным урановым UN и смешанным Uo gPu0 2N топливами т, к Давление паров над UN, МПа Давление паров над (Uq 8^и0,2)^> МПа N и N Pu и 1400 10“12 10“12 3 • Ю-10 2 • 10“9 10”13 1600 8 • Ю"10 5 1О“10 2,5 10“8 1,5 • 10-7 3 • 10“11 1800 1,3 10“7 3 10-8 8,8 • 10” 7 5,1 • 10“6 6,3 • 10"9 2000 6,1 10“6 7,5 • 10” 7 1,1 10-5 6,7 10-5 4,0- 10“ 7 2200 1,3 • 10“4 10-5 2,0 - 10-4 5,8 • 10-4 7,0 10-6 2400 2,3 • 10“3 1,1 • 10-4 5,4 - 10-4 3,1 10“3 8,1 • 10-s ровой мельнице (на 32 или 64 части), гидростатически или механичес- ки прессуются холодным способом в стержни или таблетки и выдержи- ваются в атмосфере азота в течение 3 ч при температуре 1900 °C и выше. Физические свойства. Нитридная фаза UN находится в стехиометри- ческом состоянии по существу при температуре, близкой к комнат- ной. В [21, 22] показано, что при температуре 1500 °C и выше из-за изменения в растворимости компонентов наблюдаются как гипосте- хиометрическое состояние с отношением числа ядер азота и урана N/U в диапазоне от 0,92 до 0,96, так и гиперстехиометрическое состояние с отношением N/U от 1,01 до 1,04. Нитрид плутония PuN растворим во всех композициях в UN. Следует ожидать незначительных измене- ний температуры плавления смеси (U, Pu)N при вариации отношения U/Pu из-за идеальной растворимости между UN и PuN (UN плавится соответственно при температуре 2850 °C в атмосфере азота при давле- нии паров 0,25 МПа). Смешанный (U, Pu)N не распадается при повышенных температурах в противоположность UN, но улетучивается при постоянном отноше- нии U/(Pu, U). При динамическом равновесии скорость испарения кон- тролируется или балансируется диффузией плутония в смешанных нит- ридах. Давление паров в различных образцах из UN и Uo8Puo,2N при- ведено в табл. 8.4 [23]. Следует отметить, что давление паров, образую- щихся при испарении смешанного нитрида (U, Pu)N, оказывает влия- ние на выбор толщины покрытия, толщины зазора между топливным сер- дечником и оболочкой и материала покрытия нитридных топливных элементов LMFBR. Теплофизические и механические свойства. К наиболее важным теп- лофизическим свойствам (U, Pu)N относятся термический коэффици- ент линейного расширения, удельная теплоемкость и теплопроводность (см. рис. 7.29-7.31). Теплопроводность (U, Pu)N или UN меньше, чем у (U, Ри)С или UC, но больше, чем у (U, Ри)О2 или UO2 при температу- рах выше 1000 °C. Из анализа экспериментальных данных средняя теплопроводность К ad (для реальной плотности) связана с теплопроводностью топлива при теоретической плотности Ktd смешанного топлива Uo.gPuo.iN, 149
Uo.ePuo.jC или Uo>8Puo,2O2 посредством пористости Рр и дробного параметра 0 следующим образом: г - к (1 + (8 1В ^TD ~ Kadi—---------J , В \ 1 - Рр J которая часто используется для расчета теплопроводности UN, UC или U02 при заданных температурах. В табл. 7.5 представлены наиболее важные механические свойства Uo.es^o.isN в сравнении с данными для U. Средняя твердость образцов из Uoj8Puq>2N может быть найдена из рис. 7.32. 8.6.4. Смешанное керамическое карбонитридное топливо (U, Pu) (CN). Основными примесями, которые образуются в нитридном топливе при его изготовлении, являются кислород и углерод. Карбид урана UC пол- ностью растворим в нитриде урана и плутония [24, 25]. Очевидно, что полная растворимость и взаимозаменяемость углерода и азота в карбо- нитридных системах (U, Pu) (CN) осуществима с физико-химической точки зрения. Физические, теплофизические и механические свойства карбонитридов (U, Pu) (CN) занимают промежуточное положение меж- ду свойствами карбидов и нитридов. Для получения карбонитридов из примесного углерода можно ис- пользовать углеводородное соединение, например СН4 (вместо Н2 на рис. 8.13). Подобным образом, в процессе карботермического восста- новления порошков U02 и PuOj химическую реакцию следует прово- дить в атмосфере смешанного азотно-аргонного потока (вместо ваку- uo2(no3)2 Раствор Pu(N03)2 Раствор I I 1. Химическое осаждение 2. Фильтрация 3. Гидридизация Ч. Восстановление S. Перемешивание с графитом 1. Измерение и взвешивание 2. Перемешивание частиц 3. Холодное прессование Ч. Спекание Метан СН4. 6. Дробление 7. Гомогенизация 8. Просеивание 9. Получение 10. Расфасовка Измельченный порошок ( U,Pu)(CN) 5. Резка, и шлифование Ц 6. Промывка и сушка 7. Контроль размеров 8. Таблетирование ,, Таблетки (U,Pu)(CN') 1. Трубы для оболочек Ч. Сборка тдзлов П1 2. Закладывание таблеток 5. Калибровка и очистка 3. Колонна сушки, дегазация 6. Опрессовка и герметизация Р и с. 8.14. Диаграмма основных этапов переработки, изготовления топлива и топ- ливных элементов из смешанного карбонигридного топлива (U, Pu)(CN) 150
ума, как показано на рис. 8.10) для фабрикации (U, Ри)С. Кроме того, может быть осуществлена фабрикация карбонитридов (U, Pu) (CN). Короче говоря, карбо нитридное топливо может быть получено либо как модификация процессов фабрикации U, PuN, либо как модифика- ция процесса фабрикации (U, Ри)С. На рис. 8.14 показана схема пере- работки смешанного карбонитридного топлива (U, Pu) (CN), фабри- кации топлива и топливных стержней на его основе. Хотя кислород и содержится в (U, Pu)N, его растворимость ограничена как в UN, так н в PuN [26]. 8.7. КОЭФФИЦИЕНТ ВОСПРОИЗВОДСТВА, ИЗБЫТОЧНЫЙ КОЭФФИЦИЕНТ ВОСПРОИЗВОДСТВА И ВРЕМЯ УДВОЕНИЯ Уникальным свойством ядерного топлива, производящего ядерную энергию при делении или синтезе, является его воспроизводимость или способность к расширенному воспроизводству, при котором произво- дится топливо в количестве, превышающем его потребление. Так, усо- вершенствованное ядерное топливо, т.е. (U, Pu)O2, (U, Pu)C, (U, Pu)N или (U, Pu) (CN), при использовании в LMFBR может производить боль- ше вторичного ядерного топлива, чем его потребляется в реакторе. При теоретическом изучении процесса бридинга особый интерес пред- ставляют коэффициент воспроизводства (КВ) и период удвоения Т2. Коэффициент воспроизводства (КВ) определяется следующим образом: _ Число образовавшихся делящихся нуклидов ,о . КВ----------------------------------------------, (8.12J Число сгоревших делящихся нуклидов того же вида где КВ больше единицы. В цикле со смешанным уран-плутониевым топ- ливом или переработанным плутониевым топливом отношение коли- чества образовавшихся делящихся нуклидов (239Ри) к количеству вы- горевших делящихся нуклидов (23SU или 239Ри) в основном больше единицы в быстром реакторе-размножителе типа LMFBR. Сырьевым материалом в топливном цикле обычно служит обедненный 238U. Пре- вышение коэффициента воспроизводства над единицей, т.е. избыточ- ное число делящихся нуклидов, наработанных на один сгоревший, на- зывается избыточным коэффициентом воспроизводства (ИКВ) : ИКВ = КВ-1. (8.13) Чем больше коэффициент воспроизводства, тем выше избыточный коэффициент воспроизводства. В своей простейшей форме период уд- воения определяется как время, необходимое быстрому реактору для производства избыточного горючего в количестве М, требуемом для первоначальной загрузки реактора. Пусть прн работе быстрого реакто- ра на среднем уровне мощности Р потребление топлива или скорость выгорания на один мегаватт тепловой мощности [МВт(т.)] в сутки составляет W г. Тогда реактор потребляет делящееся топливо в сред- нем со скоростью WP г в сутки (в реакторах на 235U W приблизитель- но равно одному грамму на мегаватт в сутки или 1 г/ [МВт(т.) сут]. При выгорании W г топлива только И7/(1 + а) претерпевает деление, 151
где а - доля паразитного захвата нейтронов в делящемся материале Поэтому линейное время удвоения Г2, требуемое для избы- точного производства М г делящегося материала в реакторе, составит: Г2 =--------------- = ------?-----------. (8.14) HKBH'/’d+tt) ИКВ W(P/M) (1+а) При требуемых масштабах ядерных мощностей короткие времена удвоения избыточного ядерного топлива можно получить при высоких КВ и ИКВ, а также высоких удельных энергонапряженностях топлива Р/М (мощности с единицы массы ядерного делящегося материала в ак- тивной зоне реактора). Значение КВ и ИКВ ограничено в основном плот- ностью делящихся нуклидов и конструкцией активной зоны для вы- бранного вида топлива. Увеличение энергонапряженности топлива Р/М позволяет снизить количество делящегося материала в топливном цикле. Таким образом, использование в ядерной энергетике уран-плутоние- вого топливного цикла или цикла с переработанным Pu создает предпо- сылки для производства энергии и вторичного ядерного топлива. 8.7.1. Оптимизация времени удвоения LMFBR с карбидным топли- вом и натриевым подслоем. Цель разработки усовершенствованного топлива для LMFBR на основе (U, Pu)O2, (U, Pu)C, (U, Pu)N и (U, Pu) (CN) состоит в: 1) разработке двухцелевых энергетических реакторных систем бри- деров; 2) достижении требуемого уровня коэффициента воспроизводства, короткого времени удвоения и высокого выгорания топлива. Ориентация проектов усовершенствованных топливных элементов на смешанное оксидное уран-плутониевое топливо создает предпосыл- ки для быстрого внедрения LMFBR в ядерную энергетику. Переход в LMFBR следующего поколения на уплотненные карбидное (U, Ри)С и нитридное (U, Pu)N топлива позволит существенно повысить показате- ли бридинга из-за лучших ядерных, теплофизических и радиационных характеристик этих видов топлив по сравнению со смешанным оксид- ным топливом. Разработка усовершенствованного карбидного и нитридного топлив для коммерческих жидкометаллических быстрых реакторов позволит получить экономичный источник ядерной энергии и высокий коэффи- циент воспроизводства (или избыточный коэффициент воспроизвод- ства) для производства делящихся материалов в количестве, обеспе- чивающем требуемые темпы роста ядерной энергетики. Значительное количество теоретических и экспериментальных работ сконцентриро- вано на смешанном карбидном топливе. Для выбранного карбидного топлива время удвоения зависит в ос- новном от удельной энергонапряженности Р/М, которая в свою оче- редь определяется объемной долей топливных элементов или диамет- ром твзлов, максимальной линейной мощностью, материалом подслоя и т.д. Рассмотрим оптимизацию времени удвоения LMFBR тепловой мощностью 5000 МВт с карбидным топливом с натриевым подслоем. 152
Рис. 8.15. Зависимость времени удвоения системы от объемной доли топлива в LMFBR мощностью 5000 МВт (т.) (карбидное топливо с натриевым подслоем): О - 820Вт/см; □- 984 Вт/см; А- 1148Вт/см Р и с. 8.16. Зависимость времени удвоения системы от диаметра твэлов и макси- мальной линейной мощности твэлов для LMFBR мощностью 5000 МВт (т.) (кар- бидное топливо с натриевым подслоем): О - 820 Вт/см; □- 984 Вт/см; Л- 1148 Вт/см Конструкция топливного элемента, его охлаждение и компоновка теп- ловыделяющей сборки в целом изучались с точки зрения увеличения бридинговых характеристик LMFBR. Время облучения твэлов в реак- торе принималось равным 600 эффективным суткам [29]. Показно, что оптимум Т2 находится в диапазоне 8-9 лет. Оптималь- ная доля топлива лежит в диапазоне 33—36%, диаметр твэлов 0,884, 0,915 и 1,016 см соответственно для максимальных линейных мощ- ностей 820, 984 и 1148 Вт/см. На рис. 8.15 показаны расчетная зависи- мость времени удвоения системы от объемной доли топлива в LMFBR мощностью 5000 МВт(т.) с топливом из смешанного моно карбида с натриевым подслоем. На рис. 8.16 приведена зависимость времени уд- воения системы от диаметра твэлов и линейной мощности указанного реактора. Для сдерживания деформации топливных элементов перспективных LMFBR, происходящей из-за распухания таблеток под облучением (бамбукообразная и реброобразная деформация), были исследованы различные механизмы дистанций нирования: решетчатое дистанциони- рование, проволочная спиральная навивка и тонкие дистанционирующие трубки. Выбор способа сдерживания деформации твэлов во многом определяет конструкцию топливной сборки, а также конструкцию ак- тивной зоны в целом. Действительно, в конструкции топливных сборок возникает значительное различие из-за выбора способа дистанциониро- вания. При рассмотрении конструкций LMFBR с карбидным топливом объемная доля дистанционирующих устройств составляет 0,5-0,25% при решетчатом дистанционировании и 0,69-0,35% при проволочном дистанционировании. Следовательно, диапазон диаметров твэлов, линей- ные мощности и конструкцию топливной сборки можно определить при условии, что объемная доля дистанционирующих устройств нахо- дится в пределах заданных ограничений. При изучении возможности 153
Рис. 8.17. Зависимость времени удвоения от линейной мощности твзлов для LMFBR мощностью 3800 МВт (т.) (карбидное топливо с гелиевым подслоем): 1 - 591 Вт/см; 2 - 755 Вт/см; 3 - 984 Вт/см; плотность топлива 78% теорети- ческой плотности; толщина драйвера 91,44 см; максимальный флюенс быстрых нейтронов 3,6-1023 нейгр./см2 Рис. 8.18. Зависимость времени удвоения системы от средней удельной энерго- напряженности для LMFBR мопщостью 3800 МВт (т.) на карбидном топливе с ге- лиевым подслоем: 1 - 591 Вт/см; 2 - 755 Вт/см; 3 — 984 Вт/см. Исходная информация, как и на рис. 8.17 использования тонкостенных перфорированных дистанционирующих тру- бок была показана перспективность этого направления. 8.7.2. Оптимизация времени удвоения LMBFR с карбидным топли- вом с Не-подслоем. Оптимизация времени удвоения системы также про- водилась для LMFBR мощностью 3800 МВт с карбидным топливом и ге- лиевым подслоем. Было рассчитано время удвоения системы с учетом теплогидравлических характеристик сборок с твэльной структурой [30]. На рис. 8.17 представлена зависимость времени удвоения системы от диаметра твзлов и линейной мощности для LMFBR с карбидным топ- ливом в твэлах с газовым подслоем. На рнс. 8.18 приведена зависи- мость Г2 от средней удельной энергонапряженности указанного реакто- ра. Из рис. 8.17 видно, что оптимальное время удвоения составляет 12-14 лет для диаметров твзлов 8-9,5 мм. На рис. 8.18 оптималь- ное Т2 составляет 12—13 лет для средней энергонапряженности 80 — 120 кВт/кг (U—Pu) и линейной мощности твзлов 591, 755 , 984 Вт/см соответственно. Видно, что при большой удельной энергонапряженнос- ти и линейной мощности Т2 уменьшается при сохранении конструкции активной зоны. 8.8. РАДИАЦИОННЫЕ ЭФФЕКТЫ К основным радиационным эффектам в смешанном керамическом топливе (U, Pu)O2, (U, Pu)C и (U, Pu)N относятся радиационное рас- пухание, радиационная ползучесть и изменение физических свойств. Изменение физических свойств, радиационное распухание и радиацион- 154
Рис. 8.19. Температурная зависимость теплопроводности необлученного (о, •) и облученного (A, v ) оксидного уранового UO2 и смешанного (U, Ри)О2 топлив: о - (U, Ри)О2 плотностью 95% теоретической плотности; • - UO2 плотностью 93%;А - (U, Ри)О2 плотностью 93%; v - UO2 плотностью 93%. Флюенс быстрых нейтронов 3,5-IO22 нейгр./см2 Рис. 8.20. Максимальные деформации оболочки при различных эффективных плотностях смешанного оксидного топлива (U, Ри)О2 при различном выгорании топлива, %: О- 12,5; •- 11,4; А- 11 Эффективная плотность топлив а., % ная ползучесть (U, Pu)Oj, (U, Pu)C и (U, Pu)N зависят в основном от флюенса нейтронов, их энергетического спектра, температуры и време- ни облучения (или выгорания топлива). Можно предположить, что ра- диационные эффекты для смешанного оксидного, карбидного и нитрид- ного топлив похожи иа поведение под облучением UOj, UC и UN соответ- ственно (см. гл. 7). 8.8.1. Смешанное оксидное уран-плутониевое топливо. Теплопровод- ность смешанных диоксидов урана и плутония уменьшается с ростом флюенса нейтронов, температуры и времени облучения. На рис. 8.19 показана зависимость теплопроводности (Uo.ePuo^Oa от температу- ры в условиях облучения и без него. Теплопроводность смешанных ди- оксидов уменьшается монотонно, в то время как радиационное распу- хание и радиационная ползучесть могут вызвать деформацию оболочки оксидного топливного элемента (или стержня). На рис. 8.20 показано влияние на максимальную деформацию оболочки эффективной плот- ности топлива [27]. Видно, что деформация оболочки растет с увели- чением эффективной плотности в топливных элементах с натриевым и гелиевым подслоем. Аналогично ведет себя максимальная деформация оболочки с ростом выгорания топлива (как функция потока нейтронов и времени облучения), рис. 8.21. Видно, что радиационное формоизме- нение из-за радиационного распухания н радиационной ползучести ра- стет с выгоранием топлива и с увеличением эффективной плотности смешанного оксидного топлива. 8.8.2. Смешанное уран-плутониевое карбидное топливо. Влияние толщины покрытия, зазора между топливом и оболочкой и эффектив- ной плотности на поведение смешанного уран-плутониевого карбид- ного топлива представляет интерес с точки зрения безопасности топ- 155
О 2 ¥ S 8 10 Глубина, выгорания Д7*МВт сут/т Рис. 8.21. Зависимость максимальной деформации оболочки от глубины выгорания смешанного оксид- ного топлива (U, Pu)Oj при различной эффективной плотности: Д- 94,4%; 0-92,0%; •- 80% Глубина, выгорания,% Рис. 8.22. Влияние толщины покрытия на зависимость доли поврежденных кар- бидных твэлов (U, Ри)С с гелиевым подслоем от глубины выгорания при различ- ной толщине покрытия: О - меньше 0,45 мм; Л - больше 0,50 мм. Эффективная плотность 77-91% теоретической плотности дивных элементов и реактора в целом. Влияние толщины покрытия зависит от плотности топлива. Обнаружено, что для смешанного кар- бидного топлива, включающего (U, Ри)С с высокой плотностью, рас- трескивание оболочки происходит с определенной вероятностью неза- висимо от толщины покрытия. Для топливных элементов на основе смешанного карбидного топлива низкой и умеренной плотности веро- ятность повреждений относительно низка для твэлов с толстым покры- тием. На рис. 8.22 представлена информация о влиянии толщины по- крытия на зависимость вероятности повреждений от максимального выгорания топлива для топливных карбидных элементов с гелиевым подслоем при плотности топлива, равной 77—91% теоретической, с по- крытием из отожженной нержавеющей стали 316 (или нимоник РЕ-16) [27]. Механизмом, ответственным за улучшенную работоспособность топливных элементов с пониженной плотностью топлива, является уменьшение напряжения в оболочке и лучшее использование свобод- ного пространства в зазоре топливо—оболочка, предназначенного для компенсации радиационного распухания и выхода газовых осколков. Влияние толщины зазора топливо - оболочка на вероятность повреж- дений топливных элементов из смешанного карбидного топлива тре- бует внимательного рассмотрения при разработке конструкции твэ- лов. Помимо требуемой теплопередачи зазор топливо - оболочка обес- печивает свободное пространство для радиационного распухания и вы- деляющихся из топлива газовых осколков деления. Использование этого пространства для компенсации радиационного распухания и ос- вобождающихся газовых осколков обычно осложняется перекристалли- зацией и растрескиванием топливных таблеток. На рис. 8.23 показано влияние толщины подслоя на зависимость вероятности повреждения 156
Глубина Выгорания, % Глубина выгорания, % Рис. 8.23. Влияние толщины зазора топливо—оболочка на зависимость доли по- врежденных карбидных твзлов с гелиевым подслоем от глубины выгорания при различной толщине покрытия: о - менее 0,25 мм; А - более 0,25 мм; •- менее 0,18 мм. Эффективная плот- ность больше 95 % теоретической плотности Рис. 8.24. Зависимость максимальной радиальной деформации оболочки карбид- ных твзлов с гелиевым подслоем от глубины выгорания для эффективной плот- ности 81—84% (светлые точки) и 70- 80% (темные точки) и при различной толщи- не оболочки, мм: О - 0,35 - 0,43 • - 0,36 - 0,43 А- 0,53 - 0,56 А- 0,53 - 0,56 □ - 0,75 - 0,78 - 0,75 - 0,78 карбидных топливных элементов с гелиевым подслоем, включающих топливо высокой и умеренной плотности, от глубины выгорания. Вид- но, что относительно большой первоначальный зазор топливо—оболоч- ка увеличивает вероятность повреждений, особенно для твзлов с высо- кой плотностью топлива. Влияние эффективной плотности карбидного топливного элемента является фактором, который учитывает свободное пространство, об- условленное пористостью топлива и зазором топливо—оболочка. Для топливных элементов с высокой плотностью топлива эффект эффектив- ной плотности почти идентичен эффекту подслоя из-за малых внутрен- них пустот. Для топливных элементов с умеренной плотностью топли- ва эффективная плотность должна хорошо коррелировать с напряже- нием в оболочке и выделением газовых осколков. На рис. 8.24 показа- на зависимость радиальной механической деформации в оболочке от максимального выгорания. Значительное уменьшение максимальных механических напряжений в топливных элементах наблюдается при эф- фективных плотностях, равных 70-80% теоретической по сравнению с тв злам и, имеющими плотность 81-84% теоретической [27]. Дефор- мация оболочки в основном обусловлена радиационным распуханием и радиационной ползучестью. 157
Р и с. 8.25. Зависимость радиационного распухания от температуры центра топлив- ного сердечника из смешанного нитридного топлива (U, Pu)N Рис. 8.26. Зависимость радиационного распухания смешанного нитридного топли- ва от глубины выгорания исколкоВ, % Рис. 8.27. Зависимость выхода газовых оскол- ков от глубины выгорания топлива с высокой эффективной плотностью [более 93,8% теорети- ческой плотности (U, Pu)N топлива] 8.8.3. Смешанное (U, Pu)N топливо рассматривается как топливо усовершенствованных LMFBR из-за его ядерных, физических и тепло- физических свойств. На рис. 8.25 показано влияние температуры в цент- ре твэлов на скорость радиационного распухания смешанного нитрид- ного топлива. При температуре ниже 1300 °C распухание топлива про- исходит только из-за внедрения отдельных осколочных атомов в крис- таллическую решетку топлива. В области температур 1300-1450 °C газовые осколки деления становятся способными к перемещению и объединению. При этом происходит распухание топлива, связанное с ростом газовых пузырей [31]. На рис. 8.26 приведена зависимость ра- диационного распухания или объемного изменения от глубины выго- рания твэлов с нитридным топливом (UO'gPuo.i) с газовым или натрие- вым подслоем и покрытием из нержавеющей стали 304. Представленные здесь данные соответствуют скорости радиационного распухания сме- шанного нитридного топлива 0,48% на 1О20 дел/см3 или меньше при условиях облучения, соответствующих линейной мощности 1312 кВт/см и выгоранию 150 000 МВт-сут/т. Зависимость выхода газовых оскол- ков от выгорания для плотного топлива (Uot8Puoi2)N приведена на рис. 8.27. Для выгорания выше 10! МВт сут/т увеличение скорости вы- хода газовых осколков наблюдается при плотности топлива ниже 85% теоретической. Увеличение скорости выхода газовых осколков деления 158
при высоких выгораниях связано с растрескиванием топливных таб- леток в эоне высокого выгорания. Обнаружено, что аномальный вы- ход газовых осколков деления происходит при повышении температу- ры центра топливного брикета до 1300-1450 °C из топлива, содержа- щего U2N3, стабилизированного присутствием большого количества кислорода. Таким образом, при заданном флюенсе нейтронов выход газовых осколков зависит от выгорания топлива (или времени облучения), ра- диационного распухания и температуры облучения (обычно выше 1300 °C для керамического топлива). 8.9. КОРРОЗИОННЫЕ ЭФФЕКТЫ Ниже рассматривается коррозия или окисление металлического плу- тония и смешанного керамического уран-плутониевого топлива. 8. 9.1. Окисная коррозия металлического плутония. Оказывается, что металлический плутоний химически более активен и более подвер- жен коррозионному износу, чем металлический уран при той же тем- пературе. Он медленно окисляется в сухом воздухе при температуре 50 °C и образует защитную пленку из РиО, как и в случае с ураном, на котором при окислении образуется пленка UO. Во влажной атмо- сфере окисная пленка образуется быстро, а затем трескается и разру- шается. При этом скорость коррозии увеличивается до предельного значения 1 мг/см2 за 1000 ч. На рис. 8.28 приведена временная зави- симость скорости коррозии, получаемой как привес на 1 см2 образца за время пребывания плутония на воздухе при температуре в диапа- зоне 200-500 °C. При температуре приблизительно 480 °C наблюдает- ся пирофорное воспламенение металлического плутония (в виде по- рошка) [32]. Соединения РиО, Ри2О3 и РиО2 могут находиться в топливе одно- временно. Кристаллическая структура РиО может быть стабилизирова- на присутствием в растворе изоморфных соединений РиС или PuN. Действительно, СО2 в контакте с металлическим плутонием может раз- лагаться в СО или С2, которые образуют РиС при наличии избытка ме- таллического плутония. Плутоний медленно реагирует с азотом при температуре выше 250 °C с образованием нитрида PuN. Аналогично плутоний взаимодействует с водородом с образованием гидридов плу- тония РиН2 и РиН3 при температуре выше 200 °C. Эти два гидрида плу- тония могут существовать в твердом растворе одновременно. Рис. 8.28. Окисление нелегированного плутония в воздухе при высоких темпера- турах 159
Водная коррозия, как и атмосферная, о которой шла речь выше, вле- чет за собой диффузию оксидов, карбидов, нитридов в контакте с во- дой при повышении температуры. Представляет особый интерес снижение коррозии плутония при его нагревании в области фазового перехода из /3- в 7-фазу (см. табл. 8.2). Оксиды, образующиеся в стабильной 6-фазе при температуре около 416 °C, также обладают пониженной скоростью коррозии по сравне- нию с a-фазой при температуре 50-75 °C. 8. 9.2. Окисная коррозия смешанного керамического уран-плутоние- вого топлива. Ниже рассматривается окисная коррозия смешанного керамического уран-плутониевого топлива (U, Pu)O2, (U, Ри)С и (U, Pu)N для усовершенствованных LMFBR. Известно, что кислород, водяной пар, СО2, N2 и Н2 взаимодействуют со смешанным уран-плу- тониевым оксидным, карбидным и нитридным топливом при опреде- ленных условиях. Усовершенствованное топливо на основе (U, Ри)О2 обладает лучшим сопротивлением процессам коррозии и окисления в воде и кислороде по сравнению с (U, Pu) С и (U, Pu) N. Лабораторное изготовление образцов усовершенствованного кар- бидного (U, Ри)С и нитридного (U, Pu)N топлив обычно производит- ся в защитной среде. Изготовление, обращение с топливом и хранение усовершенствованного топлива, например (U, Ри)С, проводится в бок- сах с защитной аппаратурой из очищенного аргона или гелия, а для (U, Pu)N — в вакуумных камерах в атмосфере чистого аргона и азота. Использование усовершенствованного карбидного или нитридного топ- лива в реакторах LMFBR потребует разработки широкомасштабной фабрикации, устройств для обращения с топливом и его хранения. Для разработки усовершенствованного топлива необходимо всесто- роннее изучение коррозии, в условиях которой смешанное карбидное и нитридное топливо взаимодействует с атмосферой или защитным га- зом, содержащих нормальную или повышенную концентрацию кисло- рода и водяного пара. Подобное изучение может дать важную информа- цию и оценку воздействия коррозии или окисления на свойства топлив- ных материалов. Особый интерес при изучении коррозии и окисления представляют концентрация кислорода и водяного пара в защитном газе; концентрация кислорода в топливе; скорость внесения примесей в защитном газе; размеры частиц; удельная поверхность в процессах дробления и спекания топливного материала в чистой защитной среде; скорости коррозии и окисления топливных материалов. В экспериментальной работе использовались дифференциальные ска- нирующие калориметры для контроля за температурой образцов, а так- же для измерения теплоты реакции нескольких типов образцов топли- ва из (U, Ри)С в потоке защитного газа. Содержание воздуха в защит- ном газе находилось в пределах от 0,19% (4- КГ4 О2) до 100% (20% О2) [33]. Нагревание образцов проводилось с помощью калориметра со скоростью 10 °C в минуту от 25 до 600 °C. Смесь защитного газа со- стояла из высокочистого аргона, гелия и воздуха, содержащего мень- ше 10“2 % водяного пара. Смешивающий трубопровод для защитного газа предназначался для подачи либо 100% инертного газа, либо смеси 160
воздуха с инертным газом, в которой количество воздуха колебалось от 0,19 до 100%. При этом предусмотрена возможность полного изме- нения состава защитного газа в камере калориметра за время от 5 с до 10 мин. Изучение экспериментальных данных при окислении образцов топ- лива из (U, Ри)С или (U, Pu)N позволяет сделать следующие выводы. 1. Образцы топливных таблеток из карбида (U, Ри)С высокой плот- ности, нагретые до температуры выше температуры окружающего бок- са, могут вызывать изменение концентрации кислорода в защитном газе. 2. Топливные таблетки с низкой плотностью, нагретые до 175 °C пе- ред началом прокаливания образца, могут вызвать изменения защитно- го газа. 3. Мелкий порошок (U, Ри)С, типичный материал, используемый при фабрикации таблеток с высокой плотностью, нагретый до температуры выше 250 °C, может вызвать вспышку экзотермического и быстрого окисления при температуре окружающего бокса аналогично тому, как эго происходит с UC и UN в атмосфере кислорода [34]. 8.10. МЕРЫ ПРЕДОСТОРОЖНОСТИ, БЕЗОПАСНОСТИ И ОХРАНЫ ЗДОРОВЬЯ Меры предосторожности, безопасности и охраны здоровья, требуе- мые для подготовки, фабрикации, обращения и хранения металличес- кого и керамического плутония, связаны с его ядерными и физически- ми свойствами. Плутоний как делящийся материал и его изотопы, та- кие как 239Ри, 24 “Ри и 241 Ри, являются радиоактивными излучателя- ми. Это требует ужесточения мер предосторожности, безопасности и ох- раны здоровья при его применении. Существуют четыре принципиальные проблемы, непосредственно от- носящиеся к металлическому и керамическому плутонию. 1. Контроль использования Ри в мирных целях. Критическая масса плутония мала. С бериллиевым замедлителем и отражателем, например, максимальный критический диаметр плуто- ниевого цилиндра около 10 см. Естественно, здесь существует вероят- ность приблизиться к критической массе делящегося материала, кото- рая может самопроизвольно вызвать цепную реакцию, носящую взрыв- ной характер. Отсюда следует необходимость контроля использования Ри и 2 3 5 U в мирных целях. 2. Самопроизвольное воспламенение и пирофорность. Размельченный порошок металлического и керамического плутония может иницииро- вать самопроизвольную вспышку и взрыв в присутствии кислорода, как это обсуждалось выше в отношении окисления карбидного топли- ва (U, Ри)С. Мелко размолотый порошок плутония становится пиро- форным во время размельчения, спекания и процессов фабрикации быст- рее, чем уран (см. § 7.10). 3. Токсичность тонко размолотого порошка. Вдыхание (ингаляция) взвешенного в воздухе гонко размолотого порошка металлического 6 — Зак. 702
или керамического плутония очень токсично и должно быть исключено. Продукты распада тонко рамолотого порошка могут быть более ток- сичными и опасными, чем сам плутонии. 4. Радиация. Изотопы плутония, например 23,Ри и 240Ри, излучают 7-кванты и а-частицы, a 24IPu 7-кванты и 0-частицы, являясь радиоактив- ными излучателями. а-Частицы, испускаемые нуклидом 23*Ри, имеют энергию 5,15 МэВ, и их пробег составляет от 3,68 см (в воздухе) до 45 мкм (в теле). а-Частицы имеют большую массу и большой заряд, а 7-кванты имеют высокую проникающую способность. Кроме того, при работе с плутонием радиационная опасность возникает из-за естествен- ной радиоактивности продуктов распада Ри. Максимальная допустимая доза или уровень облучения, установлен- ных Международной комиссией по радиологической защите, составляет: 7,4- КГ2 мкБк/мл в воздухе при продолжительном облучении; 0,22 мкБк/мл в воздухе при 40-часовой рабочей неделе; 0,11 Б к/мл в воде и 0,15 мкБк (0,6 мкг) в организме человека. Эти нормы являют- ся достаточно жесткими при таких незначительных концентрациях, од- нако необычная летучесть плутониевого порошка требует исключитель- ной осторожности при подготовке, обращении и фабрикации плутоние- вого топлива и работе плутониевых устройств. Во всех лабораториях и предприятиях должно уделяться особое внимание вентиляции и цир- куляции воздуха. Работа любого масштаба, включающая заметные объемы плутония, должна проводиться в герметичных боксах. Требования безопасности и охране здоровья персонала при работе с плутонием заключаются в следующем. 1. Все операции должны выполняться при легкой защите или в каме- рах, снабженных резиновыми перчатками и в необходимых случаях оснащенных дистанционирующими механическими устройствами. Систе- ма должна быть сконструирована таким образом, чобы обеспечивалась максимальная герметичность и устранялась возможность попадания плутония в окружающее пространство. 2. Давление в боксе должно быть значительно меньше комнатного, чтобы содержащийся в нем инертный газ (аргон или гелий) не мог про- никнуть за пределы бокса. Получение и хранение мелких частиц плуто- ниевых соединений, таких как оксиды, нитриды или гидриды, должны контролироваться. 3. При помещении в окислительную атмосферу (воздух или водяной пар) плутония и его сплавов, полученных в атмосфере инертного газа, за ними необходим тщательный контроль.
ГЛАВА 9 ТОРИЙ 9.1. ВВЕДЕНИЕ В отличие от уранового топлива торий ие является пятчтртмся мате- риалом. Природный торий (по существу это чистый 232Th) является воспроизводящим материалом (см. § 3.2). Действительно, торий рас- сматривается как высокоэффективный воспроизводящий материал в уран-ториевом топливном цикле [см. уравнение (3.2) ] 0~ в~ 232Th(n, 7) - 233Th--------► 233Ра~------► 233U. (9.1) 23,3 мин 27,3 сут Торий-232, поглощая тепловые нейтроны в ядерном реакторе, пре- вращается в 233Th, который через два 0-распада переходит в 133Ра и затем в 233U. Искусственный юотоп урана 233U, производимый в уран-ториевом цикле, — делящийся, так же как и 239Ри, получаемый в уран-плутониевом топливном цикле или топливном цикле с рецир- куляцией плутония [см. уравнение (3.1)]. Уран-плутониевый топливный цикл разработан и реализован в энер- гетических ядерных реакторах. Разработка технологии н реализация уран-ториевого топливного цикла, однако, затрудняется присутствием 232U, дочерние продукты распада которого являются сильными 7-излу- чателями (их цепочки накопления рассмотрены ниже). С точки зрения ядерных, физических, теплофизических и механических свойств торий можно использовать в качестве воспроизводящего материала или ма- териала бланкега в тепловых и быстрых реакторах. Металлический то- рий стабилен при комнатной температуре и ие взаимодействует с водой до 100 °C. Торий имеет хорошие металлургические характеристики, высокую термическую и радиационную стабильность при эксплуатации в реакторе. При рециркуляции уран-ториевого топлива, облученного в тепловых или быстрых реакторах, в нем накапливаются продукты радио- активного распада 232U, являющиеся эмиттерами 7-излучения. Увеличе- ние радиоактивного излучения может осложнить обращение с топливом, процессы переработки выгоревшего топлива и рефабрикации топлив- ных элементов. 9.2. РАСПРОСТРАНЕННОСТЬ, ЭКСТРАКЦИЯ И ПРОИЗВОДСТВО Торий является материалом, встречающимся в природе. Средняя концентрация тория в земной коре примерно в 3 раза выше, чем урана, и составляет около 0,0012%. Встречающиеся в природе ториевые мине- ралы с наибольшим содержанием тория — торит и торианит, которые содержат 50-90% диоксида тория ThO2. Торит (силикат тория) очень похож по форме и характеристикам на цирконий. Наиболее часто встре- чаемый и известный под названием черный минерал, торит имеет ред- кую оранжево-желтую окраску, известен также как оранжит. Торит со- держит до 65% тория вместе с силикатами U, Fe, Мп, Си, Mg, Pb, Sn Al, Na и К. Основные известные запасы торита находятся в Новой Зелан-
дин и на западе Соединенных Штатов Америки. Так как богатые место- рождения торита редки, то промышленное производство тория из это- го минерала невелико. Богатейший ториевый минерал — торианит, кото- рый может содержать до 90% ThO2 вместе с U и редкоземельными ме- таллами [2]. В настоящее время наиболее важным источником промышленного получения тория являются монациты, содержащие торий с фосфатами редкоземельных элементов. Монацитовые пески распространены в Бра- зилии, Индии, Индонезии, Малайзии, Австралии, Южной Африке и США. Наиболее богатые источники монацитовых песков обычно требуют про- цессов обогащения для удаления легких песков. Это приводит к исполь- зованию тонких процессов сепарации, в которых используется грави- тационная, электромагнитная и электростатическая техника. Различают два способа экстракции тория, урана и резкоземельных элементов: щелочной процесс [3—5] или обработка каустической со- дой [2-5] и кислотный процесс [6]. Щелочной способ обработки монацитов заключается в превращении фосфатов в растворимый трифосфат натрия, в то время как торий, уран и редкоземельные элементы остаются как нерастворимые гидроокиси. Последние фильтруются и растворяются в горячей концентрированной соляной кислоте, затем добавлением щелочи pH доводят до 5,8. Полу- ченный таким образом осадок гидроокиси содержит до 96% Th и U и только 2-3% редкоземельных элементов. Дальнейшая очистка урана и тория и разделение их друг от друга достигаются жидкой экстракцией нитратного раствора, полученного растворением осадка гидроокиси в азотной кислоте. В результате получаются Th(C2O4)2 и U2O7(NH4)2. Процесс кислотной обработки монацитов начинается с растворения в горячей концентрированной 93%-ной серной кислоте. Далее, уран, то- рий и редкоземельные элементы переходят в раствор и превращаются в сульфаты наряду с фосфорной кислотой. При разбавлении раствора гидроокисью аммония до получения pH около 1,0 практически весь торий выпадает в осадок вместе с 5% редкоземельных элементов. Из-за большого присутствия последних в монацитовых песках оса- док содержит около половины фосфата тория и половины сульфатов редкоземельных элементов. Уран и большая часть редкоземельных эле- ментов остаются в растворе, ио с увеличением pH до значения 2,3 при добавлении аммиака большая часть урана и редкоземельных элементов выпадает в осадок. Торий и уран в виде осадка очищаются от редко- земельных элементов растворением в азотной кислоте и последующей экстракцией. Торий и урановые соединения дают похожие результаты. Методы получения металлического тория из ториевых соединений аналогичны методам получения металлического урана (см. § 6.3). Ме- таллический торий можно получить восстановлением в бомбе тетрахло- рида или тетрафторида натрием, магнием или кальцием. Оксалат тория сначала нагревается в воздухе до 650 С до образования оксида, и да- лее после пропускания над окисью фтористого водорода при темпера- туре 550 °C образуется гексафторид тория ThO2 + 4HF -* ThF4 + 2Н2О. (9.2)
Из-за высокой точки плавления тория (около 1700 °C) восстановление ThF4 усложняется. Чтобы устранить эту трудность, в качестве бустера используется цинк, который образует сплав с торием с относительно низкой температурой плавления (эвтектический сплав). По окончании восстановления цинк можно удалить нагреванием сплава в вакууме. После возгонки цинка торий остается в виде пористой губчатой массы либо в жидкой форме при высокой температуре: ThF4 + Zn + 2Mg * Th + 2MgF2 + Zn (возгонка), (9.3) ThF4 + Zn + 2Ca -» Th + 2CaF2 + Zn (возгонка). (9.4) Металлический торий очень высокой чистоты (около 99,9%) может быть получен в иодидном процессе де Бура. Тетраиодид тория ТЫ4, полученный при взаимодействии паров иода с измельченным чистым торием, подвергается термическому разложению в изолированных труб- ках Викора в результате электрического нагрева. Чистый торий обра- зует свободный кристаллический осадок на нити накаливания, кото- рый может быть превращен в слитки (блочки) дуговой плавкой для использования в качестве топлива ядерных реакторов. 9.3. СВОЙСТВА ТОРИЯ Основные свойства тория как топлива ядерных реакторов похожи на аналогичные характеристики урана и плутония. Металлический торий имеет FCC-кристаллическую структуру при комнатной температуре и ВСС-кристаллическую структуру при температуре 1450 °C. Его фазо- вые модификации относительно стабильны. Торий имеет более высо- кую теплопроводность и более низкий коэффициент термического рас- ширения. Оба эти фактора приводят к меньшим термическим и механи- ческим напряжениям и деформациям ториевого топлива в работающем реакторе. Свежий металлический торий имеет серебристо-белый цвет, но после пребывания на воздухе становится темно-серым. Торий имеет плотность свинца и твердость меди. Плотность тория значительно мень- ше плотности урана и плутония. 9.3.1. Ядерные, физические и теплофизические свойства. Торий как структурный и воспроизводящий материал ядерного реактора имеет умеренные значения сечений поглощения и рассеяния тепловых нейтро- нов. Существует значительный разброс данных о температуре плавле- ния металлического тория из-за сильной чувствительности згой характе- ристики тория к виду и количеству примесей, зависящих от условий его изготовления и нагревающей среды [7, 8]. Торий имеет тенденцию взаимодействовать с О2 и N2 в воздухе, образуя стойкое защитное по- крытие, которое сохраняет образец в первоначальной твердой форме после его внутреннего плавления. Экспериментальное наблюдение (на- пример, изучение влияния материала тиглей на точку плавления) пока- зывает, что точка плавления металлического тория меняется в интер- вале от 1653 до 1782 °C при использовании бериллиевых (ВеО) тиглей и от 1569 до 1653 °C при ториевых ThO2. 165
Таблица 9.1. Ядерные, физические и теплофизические свойства тория Ядерные свойства (сечения взаимо- действия с тепло- выми нейтронами) Физические свойства Теплофизические свойства Сечение 7,56 поглощения Оа, б Плотность, 11,72 (а-фаза), г/см3 11,10 (0-фаза) Точка фазово- 1400 ± 25 го перехода, °C Параметр ре- 5986 (Я-фаза), шегки, А 4,14 (0-фаза) Удельная 0,1177 ( 25 °C) теплоем- 0,1179 (50 °C) КОСТЬ, кДж/ (кг- °C) Теплопро- 37,6 (100 °C) водность, 38,9 (200 °C) Вт/(м • °C) Сечение рас- 12,6 сеяния Коэффици- 11,2 (20-200 °C) епт линей- Точка плав- 1700 ± 10 ления, °C ного расши- 12,0 (200-1000 °C) рения, 10-6/°С Таблица 9.2. Удельная теплоемкость, теплопроводность, тепловая диффузия и коэффициент термического расширения тория [9-11] Темпе- ратура, К кДж/ /(кг-°C) , кДж/ /(кг-°C) Темпе- ратура, К Теплопро- водность, Вт/(м • °C) Тепло- вая диф- фузия, см2/с Коэффи- Темпе- циент тер- garypa, мического °C расшире- ния, 10~6/ °C 20 0,0199 0,0199 25 36,78 0,29 20-200 11,2 50 0,0729 0,0728 100 37,62 0,29 — 100 0,0988 0,0973 200 38,87 0,28 200-675 12,3 150 0,107 0,107 300 40,13 0,28 200 0,112 0,111 400 41,8 0,29 675-1000 13,8 250 0,115 0,114 500 42,64 0,29 — 298 0,1172 0,116 600 44,31 — 200-1000 12,8 300 0,1178 0,1161 650 45,14 — 325 0,1179 0,1162 700 45,98 — 25-1000 12,6 Ядерные, физические и теплофизические свойства тория как мате- риала для ядерных реакторов представлены в табл. 9.1. В табл. 9.2 при- ведена большая часть экспериментальных данных об удельной тепло- емкости, теплопроводности, термической диффузии, коэффициенте термического расширения тория. 9.3.2. Механические свойства. Наличие примесей неизбежно при по- лучении металлического тория. Высокочистый металлический торий можно получить в иодидном процессе де Бура. Для сравнения в табл. 9.3 приведено среднее содержание примесей в металлическом тории, полу- ченном иодидным методом, восстановлением в бомбе и порошковым методом. Примеси могут оказывать влияние на механические свойст- ва тория. Наибольшее влияние на свойства тория оказывает углерод. 166
Таблица 9.3. Среднее массовое содержание примесей в ториевых образцах, полученных в различных процессах, 10~4 % Элемент Иодвдный метод Восста- новление в бомбе Порошко- вый ме- тод Эле- мент Иодвдный метод Восстанов- ление в бомбе Порошко- вый метод О2 Менее 100 1600 1200 Si Менее 100 Менее 100 100 N Менее 100 200 250 Fe 130 Менее 100 200 С 200 600 435 Be Менее 100 150 100 А1 Менее 100 100 < 160 Таблица 9.4. Влияние примесей на механические свойства отожженного иодидного тория Хими- Массовое чес- содержа- ний ине при-* эле- месей, % мент Предел теку- чести (при остаточной деформа- ции 0,2%), МПа Пластичность Предел прочнос- ти, МПа Уменьшение У длине- площади по- ние, % перечного сечения, % Твердость (число Виккерса) С 0,09 171 240 51 48 102 0,13 233 311 44 38 128 0,24 243 274 31 25 160 0,30 272 412 18 21 186 О2 0,08 69 120 44 55 45 0,45 89 144 41 46 54 0,16 110 201 33 54 66 0,18 122 206 32,3 53 68 0,41 127 226 32 48 74 В 0,18 115 166 28 70 64 0,24 106 157 33 72 62 Be 0,025 101 165 34 72 52 0,065 96 157 28 68 48 Избыточное содержание углерода может вызвать хрупкость. В табл. 9.4 показано влияние примесей С, О, N, В и Be на механические свойства отожженных иодидных ториевых образцов. На рис. 9.1 показано влия- ние примесей С, О и N на предел прочности иодидного тория, а на рис. 9.2 представлена информация о влиянии С, О и N на пластичность иодид- иого тория. Эти рисунки находятся в хорошем согласии с данными табл. 9.4. На рис. 9.3 показано влияние примесей и температуры на проч- ность тетрафторидного тория (с 0,03% С, 0,014% N2, 0,013% Be. 0,085% Fe, 0,05% Si и 0,05% Ca), иодидного тория с содержанием С 0,16 и 0,21% соответственно [12]. У иодидного тория прочность умень- шается постепенно (без резких переходов) с изменением температуры в диапазоне 200— 240 °C из-за его высокой чистоты. В противополож- ность последнему у тетрафторидного тория обнаружен переход от хруп- кости к пластичности в диапазоне температур от 0 до 100 °C. Резкий хрупковязкий переход наблюдается у иодидного тория при добавле- нии углерода, при этом более резкое изменение прочностных свойств 167
Массовое содержание, ’/о й 500 а МО g | 300 о * 200 \юо <5- 0 0,1 0,2 0,3 О,У 0,5 Массовое содержание,% р н с. 9.1. Влияние содержания примесей на предел прочности иодидного тория (экспериментальный образец был подвергнут отжигу при Т = 870 °C в течение 2 ч) Рис. 9.2. Влияние содержания примесей на уменьшение площади поперечного се- чения иодидного тория (образец был выдержан при Т = 870 °C в течение 2 ч) Рис. 9.3. Влияние массового содержания примесей и температуры на ударную вязкость тория: • — Th, полученный тетрафторидным восстановлением (0,03% С, 0,014% N, 0,013% Be, 0,085% Fe; 0,005% Si, 0,05% Са); О - Th, полученный иодидным ме- тодом; Д - Th, полученный иодидным методом (+0,16% С); А - Th, полученный иодидным методом (+0,21% С) Рис. 9.4. Влияние уменьшения площади поперечного сечения на прочность тетра- фгоридного и иодидного тория: 1 - Th, полученный тетрафторидным восстановлением; 2 - Th, полученный иодидным методом 0 20 М 60 80 100 Уменьшение площади поперечного сечения,0/» тория соответствует большему содержанию углерода. На рис. 9.4 для сравнения показано влияние прочности на пластичность тетрафторида тория (менее чистый металл) и иодидного тория (более чистый металл). На рис. 9.5 представлена типичная диаграмма растяжения тория (полу- ченного восстановлением в бомбе) при температурах 25, 205 и 605 °C. Влияние температуры на предел прочности (при остаточной деформа- ции 0,2%) и модуль упругости тория показано на рис. 9.6. Предел те- кучести, предел прочности и модуль упругости монотонно уменьшают- ся с ростом температуры. Кривая ползучести тетрафторидного тория при постоянной температуре и зависимость напряжения ползучести от 168
Р н с. 9.5. Типичная диаграмма растяжения тория при различных температурах Рис. 9.6. Влияние температуры на предел текучести, предел прочности и модуль упругости литого тория: О- модуль упругости; Д- предел прочности; •— предел текучести Рис. 9.7. Кривая ползучести Th, полученного тетрафторидным восстановлением при 315 °C: 1 - 0,00072 %/ч, 120,0 МПа за 1600 ч (до 16% за 3475 ч); 2 - 0,00043%/ч при 105,0 МПа; 3 - 0,00015 %/ч при 84,0 МПа; 4 - 0,00006%/ч при 70,0 МПа Рис. 9.8. Зависимость напряжения ползучести Th от минимальной скорости ползу- чести 6 при различных температурах минимальной скорости ползучести при различных температурах (94, 205, 300 и 315 °C) для отожженного тория приведены на рис. 9.7 и 9.8 соот- ветственно. Информация, представленная на рис. 9.1—9.8, отражает ти- пичные механические свойства металлического гория, полученного раз- личными технологическими процессами и испытанного при постоян- ных или изменяющихся температурах. 9.4. ПОЛУЧЕНИЕ Чистый торий представляет собой пластичный материал, легко под- дающийся всем стандартным видам обработки с соблюдением некото- рых мер предосторожности. Другими словами, торий высокой чистоты при повышенных температурах не является хрупким материалом. Основными проблемами, возникающими при плавлении и разлив- ке металлического тория, имеющего высокую температуру плавления, 169
являются: 1) достижение достаточно высоких температур (1800 - 2000 °C) для полного плавления металлического тория; 2) предотвра- щение загрязнения тория атмосферными компонентами и материала- ми тиглей при таких высоких температурах. Вакуумная индукционная плавка является одним из путей достижения высоких температур без загрязнения атмосферными примесями. При вакуумном методе индук- ционной плавки и последующей разливке тория масса слитков достигает 50 кг при диаметре около 8 см. Метод вакуумной плавки и разлива был усовершенствован заменой тиглей из окиси бериллия на тигли из ZnOj и использованием сплава Th—Zn для колпаков. В § 9.2 упоминалось о методах получения высокочистого металли- ческого тория в промышленных масштабах, основанных на злектроду- говой плавке. В этом методе используются две стадии плавки и разли- ва для превращения ториевой губки в высокочистый продукт. Получе- ние ториевых слитков методами порошковой металлургии наиболее распространено, особенно при изготовлении порошка в реакции каль- ций—торий {см. уравнения (9.2) и (9.4)]. Обычно для получения по- рошка используется гидридный метод. Для достижения высокой плот- ности металлического тория используется холодное уплотнение или го- рячее прессование в вакууме при температуре 650 °C. Торий с низким содержанием примесей О, N, Si, Be и Al легко под- дается обработке. Выдавливание при высокой температуре (500 — 1000 °C) с эрозионной защитой, горячая прокатка (750-850 °C), ков- ка при температуре 750—955 °C, холодная прокатка и обжатие могут вы- полняться вполне удовлетворительно. Торий обычно получают в виде цилиндра и подвергают жесткому контролю перед постановкой в ядерный реактор, где его используют как сырьевой или бланкетный материал. Свариваемость тория в основном зависит и от различных примесей. Торий сваривается только в атомосфере инертного газа дуговой свар- кой. Использование простой газовой или электрической сварки исклю- чается из-за быстрого окисления тория при высокой температуре. 93. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ СПЛАВЫ НА ОСНОВЕ ТОРИЯ Расплавленный торий может образовывать либо твердый раствор, либо твердую смесь двух или более различных видов металлических кристаллов. Различают два типа твердых растворов: промежуточный и замещающий. Для улучшения механической прочности и коррозион- ной стойкости тория изучались различные легирующие элементы. Пока- зано, что только два элемента - уран и индий эффективно увеличива- ют механическую прочность металлического тория и три элемента — Ti, Zr, Nb улучшают коррозионную стойкость (хотя и снижают при этом механическую прочность металлического тория). Торий-урановые и торий-плутониевые сплавы позволяют объединять делящиеся и сырьевые материалы в перспективном торий-урановом топливном цикле тепловых энергетических реакторов и быстрых бри- деров. Диаграммы равновесия или фазовые диаграммы для плутоний- 170
Массовое содержание Th7% О 20 40 60 80100 +₽ ® // 'е i+s Li+S 8+* 7 г+* ..ТУГ ''а. ос + 6 т,°с - 1600- 1400 1200 1000 800 600 400 200 О 20 40 60 80 100 Чисм атомов Th, % Рже. 9.9. Диаграмма состояния торий-урановых сплавов Рис. 9.10. Средний коэффициент конверсии и обогащение оптимизированных топливных композиций. Сплошные кривые — 233U - природный уран; штрихо- вые — Pu-Th Таблица 9.5. Механические свойства отожженного уран-ториевого сплава, полученного восстановлением в бомбе Массовое содержание урана, % Предел те- кучести при остаточной деформации 0,2%, МПа Предел прочности, МПа Пластичность Коэффи- циент Пу- ассона Растяже- ние, % Уменьшение площад и по- перечного сечения, % О 133 218 46 50 0,25 (чистый Th) 1,00 171 266 38 49 0,25 5,1 188 290 37 47 0,24 10,2 206 309 35 44 0,24 20,6 212 328 32 41 0,24 31,0 248 343 28 36 0,23 40,6 265 428 24 34 0,23 51,2 275 445 17 26 0,23 59,1 299 457 11 23 0,23 ториевых и торий-урановых систем приведены на рис. 8.6 и 9.9 соответ- ственно. В табл. 9.5 показано, что в торий-урановых системах механичес- кая прочность тория увеличивается, в то время как пластичность или уд- линение тория падает при добавлении урана. Торий-урановые сплавы с содержанием U более 50% могут легко образовывать расплав и быть разлиты по формам. Для фабрикации топ- лива также можно использовать порошковую металлругию. При сравнении ядерных характеристик 23 3U, 235U и Pu оказывает- ся, что наибольшим микроскопическим сечением деления обладает Pu. В процессе выгорания в тепловом реакторе микроскопическое сечение 171
деления топлив 23 3U - природный уран, 233U — торий, 235U - природ- ный уран, 23SU — торий меняется меньше, чем сечение деления топли- ва плутоний—торий. На рис. 9.10 приведены оценки среднего коэффи- циента конверсии теплового реактора на топливе 233U — природный уран, 233U-Th, Pu—Th, основанные на поперечных сечениях ядер. При этом рассматривались различные обогащения 233U (или 235U) и Ри [13]. Аналитические оценки показывают, что средний коэффициент кон- версии в топливных циклах 233U - природный уран и 233U—Th выше, чем на топливе Pu—Th. 9j6. КЕРАМИЧЕСКИЕ СОЕДИНЕНИЯ ТОРИЯ Ниже рассматриваются вопросы, связанные с подготовкой и получе- нием некоторых керамических ториевых соединений, их ядерные и фи- зические свойства как топлива для ядерных реакторов. 9.6.1. Оксиды, карбиды, нитриды и сульфиды тория. Оксиды. Торий образует два оксидных соединения: ThO2 и ThO. Наиболее распростра- ненным является ThO2 (диоксид тория), природный материал, имею- щий кубическую модификацию кристаллической структуры фторидно- го типа. Диоксид тория имеет температуру плавления около 3000 °C и не подвержен легкому разложению. Плотность ThO2 составляет 11,39 г/см3 при комнатной температуре. Монооксид ThO имеет струк- туру типа NaCi. Диоксид тория можно получить прокаливанием тория в среде кисло- рода, прокаливанием гидроокиси Th(OH)4 и прокаливанием соли то- рия в щавелевой кислоте или кальцинированием оксалата тория, т.е. Th(C2O4)2 -6Н2О. Аморфный диоксид также можно получить в кристал- лической форме плавлением с бурой. Плавление с фосфатом калия дает кристалл, который относится к кубическим системам. Диоксид тория ThO2 относится к наиболее тугоплавким соединениям и в сочетании с оксидами урана UO2 и плутония РиО2 может служить топливом ядер- ных реакторов, являясь смесью делящихся и сырьевых нуклидов. Карбиды. Металлический торий может легко взаимодействовать с гра- фитом при высоких температурах с образованием монокарбида ThC и дикарбида ThC2.ThC, ThC2 и Th2C3 могут также быть получены нагре- ванием ThO2 и графита в электрических или индукционных тиглях (печах): нагрев 4ThO2 + 10 С-------► ThC + ThC2 + Th2 С3 + 4СО2. (9.5) При недостатке углерода возможна реакция: нагрев 2ThO2 + 7 С-------> ThC + ThC2 + 4СО. (9.6) ThC2 горит ярко в воздухе (образуя диоксид) и гидролизуется в воде или сыром воздухе с образованием смеси гидрокарбидов. При нагрева- нии ThC2 взаимодействует с галогенами с образованием соответствую- щих ангидридов солей и с серой с образованием сульфида Th, ThC обра- 172
зует соединения с UC или РиС, которые могут быть использованы как карбидное ядерное топливо, содержащее сырьевые н делящиеся компо- ненты. Нитриды. Торий взаимодействует с азотом и образует два нитрида: ThN и Th2N3. ThN имеет структуру типа FCC, т.е. кристаллическую ре- шетку типа NaCi и является изоморфным с UN, PuN, LaN, CeN и дру- гими соединениями. ThN может существовать в различных компози- циях и растворяется в решетке тория в малых количествах, что незна- чительно повышает точку плавления. Нитрид тория можно использовать для получения торий-уранового или торий-плутониевого смешанного нитридного сырьевого и деляще- гося топлива. Th2N3 представляет собой соединение темно-красного цвета, которое можно получить либо непосредственным прокаливанием тория, либо прокаливанием смеси ThO2 с Mg или А1 в среде азота, а так- же прокаливанием ThC в аммонии. Th2N3 взаимодействует с водой или влажным воздухом с образованием NH3 и ThO2. Сульфиды. ThS получают прокаливанием металлического тория с требуемым количеством сульфида водорода или восстановлением выс- ших сульфидов гидридом тория. Сульфид тория имеет серебристый металлический блеск и плавится при температуре выше 2200 °C. ThS можно использовать для получения смешанного торий-уранового и то- рий-плутониевого топлив. Среди керамических ториевых соединений, рассмотренных выше, только соединения ThO2 и ThC с UO2 и UC соответственно имеют неко- торый экспериментальный или эксплуатационный опыт. 9.6.2. Смешанные оксидные, карбидные и нитридные сырьевые и топливные композиции. Из всего набора сырьевых материалов в виде оксидов, карбидов и нитридов тория, а также топливных материалов на основе UO2, PuO2 и топлива UC, UN, РиС и PuN лишь некоторые ком- бинации сырьевых и делящихся материалов могут представлять прак- тический интерес. К перспективным соединениям можно отнести сле- дующие: (ThU)O2, (Th, Pu)O2, (Th, U, Pu)O2, (Th, U)C, (Th, Pu)C, (Th, U, Pu)C, (Th, U)N, (Th, Pu)N, (Th, U, Pu)N и т.д. Для иллюстра- ции и сравнения ниже приведены некоторые предварительные оценки и экспериментальные данные по различным комбинациям смешанного топлива. На рис. 9.11 приведена зависимость коэффициента воспроиз- водства (или конверсии) и глубины выгорания топлива (Th, U)O2 (с обогащением 235U или 233U) в тяжеловодном корпусном реакторе под давлением PHWR [14] от отношения объемов замедлителя и топ- лива. На рис. 9.12 — 9.14 приведены плотность смешанного оксидного (Th, Pu)O2 топлива, спеченного в гелии в течение 6 ч при температуре 1650 °C, параметры кристаллической решетки твердого раствора (Th, Pu)O2 и его точка плавления [15]. Плотность (Th, Pu)O2 растет с увеличением содержания РиО2, так как РиО2 тяжелее, чем ThO2. Па- раметры решетки и точка плавления твердого раствора (Th, Pu)O2, однако, уменьшаются при увеличении содержания РиО2. Аналогично для смешанных карбидных сырьевых и топливных материалов на рис. 9.15 — 9.18 приведены теплопроводность, термическое расширение, 173
Массовое содержание РиОг,% Р и с. 9.12. Плотность смешанно- го оксидного топлива ThO2-PuO2, спеченного при Т =1650 вС в те- чение 6 ч Рис. 9.11. Зависимость глубины выгорания топлива и коэффициента воспроизвод- ства от отношения объемов замедлителя и топлива для оксидного ториевого топ- лива, обогащенного 233U: 1 - 1,5% 233U, 150 Вт/см; 2 - 1,5% 233U, 300 Вт/см; 3 - 1,7% 233U, 300 Вт/см; 4 — 1,7% 233U, 150 Вт/см 0 20 40 60 80 100 МассоВое содержание О 20 40 60 80 100 Массовое содержание Th 02, % РиОг,°/о Рис. 9.13. Зависимость параметров решетки твердого раствора (Th, Pu)O2 от со- держания РиО2 Рис 9.14. Зависимость точки плавления твердого раствора (Th, Pu)O2 от содержа- ния ThO2 показано влияние температуры на напряжение разрушения и прочность (или твердость) карбидного смешанного топлива (Th, U)C. Для срав- нения приведены также данные для соединений (Th, U)C2 и (Th, U)Bej 3. Видно, что теплопроводность и термическое расширение этих соедине- ний растут с увеличением температуры, а напряжение разрушения и прочность уменьшаются. 174
Рис. 9.15. Температурная зависимость теплопроводности топлива на основе Th-U, Th и UO2: 1 - металлический Th; 2 - (90% Th — 10% U) Ве>з; 3- (90% Th- 10%U)Cj; 4 - (90% Th - 10% U) C; 5 - UO2 Рис. 9.16. Термическое расширение или удлшение сплава Th-U: □ - (90% Th- 10% U)Веи; A-90%Th- 10%U)C2; О- (90% Th- 10%U)C в c= 4 1000 g 800 § 600 400 о a X If S 200 0 200 400 600 800 T °C Рис. 9.17. Влияние температуры на напряжение разрушения сплава U-Th Рис. 9.18. Влияние температуры на твердость сплава Th-U Ожидается, что ядерные, физические и механические свойства различ- ных комбинаций нитридных и сульфидных сырьевых и топливных мате- риалов аналогичны характеристикам оксидных и карбидных смешан- ных топлив, приведенных на рис. 9.11 - 9.18. 9.7. РАДИАЦИОННЫЕ ЭФФЕКТЫ Радиационные эффекты тория, рассматриваемые ниже, можно разде- лить на радиационные эффекты металлического тория и его сплавов и радиационные эффекты смешанных керамических соединений. 9.7.1. Влияние облучения на металяяескнй Topril и его сплавы. Ме- таллический торий имеет FCC-кристаллическую структуру в условиях 175
Рис. 9.19. Зависимость глубины выгорания смешанного топлива (Th, UK>2 и (Th, Pu)O2 от отношения объемов замедлителя и топлива в реакторах типа CANDU Рис. 9.20. Зависимость глубины выгорания твэлов из смешанного оксидного топ- лива (Th, U)O2 и (Th, PuXh от отношения объемов: -------- - результаты, полученные Кэролем;------------ результаты Думлэка и Весткота; — ----результаты Думлэка и др. рабочих температур в реакторе и характеризуется незначительной размер- ной и объемной нестабильностью в отличие от поведения под облуче- нием урана и плутония. Основная причина радиационной стабильности тория связана с изотропностью его кристаллической структуры, кото- рой ие обладают ни U, ни Ри. При облучении металлического тория и его сплавов, однако, наблюдается увеличение предела текучести, преде- ла прочности, модуля упругости и твердости (в терминах удлинения и уменьшения площади поперечного сечения). 9.7.2. Влияние облучения на смешанные керамические соединения. Радиационные эффекты в чистых керамических соединениях, таких как ThO2, ThC и ThN, имеют небольшой практический интерес. Боль- шой интерес для проектирования реакторов представляют радиацион- ные эффекты в смешанных керамических соединениях: (Th, U)O2, (Th, U) С, (Th, U)N, (Th, Pu)O2, (Th, Pu)C и (Th, Pu)N. В проектах тяжеловодных реакторов существует два направления: канальные реакторы типа CANDU и корпусные реакторы под давле- нием типа PHWR. Для торий-уранового топливного цикла и модифи- цированного торий-уранового топливного цикла тяжеловодных реакто- ров предполагается отказ от процесса обогащения топлива по 23SU (что исключает затраты на разработку технологии и строительство обогати- тельных заводов). В торий-урановом топливном цикле обычно рассмат- ривается сочетание: ThO2—233UO2 — D2O, ThO2 —233UO2—Н2О или ThO223sUO2-D2O, ThO2— 23SUO2-H2O. На рис. 9.19, 9.20, представ- лена оценка зависимости глубины выгорания от отношения объемов гзам /утопл тяжеловодного реактора типа CANDU для следующих ком- бинаций: ThO2—23sUO2-D2O, ThO2—235UO2—D2O и ThO2-23’Pu-D2O (здесь гзам и гтопл — объемы замедлителя и топлива соответственно). 176
Рис. 9.21. Расчетная зависимость допус- тимого флюенса нейтронов от доли внут- реннего покрытия микротоплива (полная толщина покрытия равна 1/3 диаметра топ- ливного керна) Видно, что расчетные значения глубины выгорания канальных тяжело- водных реакторов типа CANDU больше, чем корпусных реакторов при тех же обогащениях 2 3 3U и 23 ’Pu. Для высокотемпературных газоохлаждаемых реакторов или конвер- торов часто рассматривается микротопливо на основе оксидов (ТТт, U)Oj и карбидов (Th, U)C, имеющее покрытие в виде пиролити- ческого углерода и хорошо удерживающее газовые осколки деления. Целостность такого топлива изучалась на экспериментах [21—24]. Тео- ретический анализ и результаты экспериментов показали, что радиацион- ная стабильность и работоспособность микротоплива обеспечивается по крайней мере двумя покрытиями топливных частиц: плотным внеш- ним слоем для основных продуктов деления и внутренним слоем с мень- шей плотностью для защиты внешнего покрытия от бомбардировки осколками деления и создания пространства для сбора газовых оскол- ков и компенсации распухания топливных частиц. Для изучения характе- ристик микротоплива в дополнение к радиационным результатам были разработаны аналитические модели. На рис. 9.21 приведены оценки зави- симости допустимого флюенса топливных элементов от отношения тол- щины внутреннего покрытия к толщине внешней оболочки для трех соотношений торий — уран: 7:1, 3:1 и 0:1. Наблюдается увеличение кампании твзлов примерно в 2 раза при толщине внутреннего покры- тия 60-70% общей толщины двойного покрытия по сравнению с кам- панией твзлов HTGR или AGR, где толщина внутреннего* сдоя не пре- вышает 20-30%. 9Я. КОРРОЗИОННЫЕ ЭФФЕКТЫ Коррозионному поведению сырьевых материалов в торий-урановом или усовершенствованном торий-урановом циклах уделяется серьез- ное внимание. Оксид тория в воздухе при низких температурах образует защитную пленку. При высоких температурах пленка трескается и окисление разви- вается линейно в соответствии с ростом температуры (тепло выделяет- ся за счет реакции окисления). Линейная зависимость скорости корро- зии от температуры меняется на параболическую при температуре около 1150 °C, что часто называют параболическим законом коррозии [26]. 177
Рис. 9.22. Окисная коррозия карбидного (90% Th - 10% U)C топлива в сыром воздухе Торий имеет низкую коррозионную стойкость в воде при любых тем- пературах. Реакция окисления образует при температуре примерно 100 °C плотную окисную пленку. При температурах в диапазоне 150— 350 °C пленка быстро растет на поверхности тория, затем трескается и разрушается, что резко увеличивает скорость коррозии на свежей по- верхности металла, находящегося в контакте с водой. Торий имеет хорошую коррозионную стойкость по отношению к большинству жидких металлов, таких как Li, Na, К, вплоть до темпе- ратур 900 °C. Увеличение коррозии не наблюдается до 600 °C. При низ- кой температуре скорость коррозии смешанных керамических торие- вых соединений ведет себя по-разному. Соединение (Th, U)Bet3 долгое время почти не взаимодействует с воздухом. Торий-урановые монокар- биды (Th, U) С н дикарбиды (Th, U)C2 бурно взаимодействуют с влаж- ным воздухом и образуют полувязкий оксидный порошок. Скорость коррозии ThC и (Th, Ц)С много выше, чем у UC или PUC. Для сравне- ния на рис. 9.22 показано окисление (Th0>9U0jl)C в сыром воздухе при различных температурах. Здесь привес смешанного карбида пред- ставляет собой невязкий окисный порошок [16]. Видно, что экспери- ментальные значения скорости коррозии растут с увеличением темпе- ратуры. 9.9. РАДИОАКТИВНЫЙ РАСПАД В ТОРИЙ-УРАНОВОМ ТОПЛИВНОМ ЦИКЛЕ Накопление в облученном (или рециркулированном) уран-торие- вом топливе 232U, 228Th и дочерних продуктов их радиоактивного распада, являющихся эмиттерами радиоактивного излучения, может усложнить проблему обращения с облученным топливом, его перера- ботки и рефабрикации или наложить ограничения на характеристики энергетических реакторов с ториевым топливом [1, 27]. Основными источниками радиоактивности рециркулированного топ- лива являются продукты распада 232U и 228Th и продукты деления, присутствующие в рециркулированном уране и тории. Основными источниками радиации переработанного в торекс-про- цессе торий-уранового топлива являются продукты распада 2 3 2 U и 2 2 8 Th, которые излучают у-кванты, рентгеновское излучение и быстрые нейтроны. 178
9.9.1. Продукты распада 232U и 228Th. Продукты распада 232U яв- ляются источниками коротковолнового 7-излучения и быстрых нейтро- нов от (а, л) -реакции на легких элементах О, С и N, присутствующих в топливных соединениях UO2, UC и UN соответственно. Основная цепоч- ка накопления 232U в торий-урановом реакторе начинается с (л, 2л)-ре- акции на тории: п./17006 п, 2п В п, у 232Th-----232Th--------ь231ра-------->- 232ра ------ 10 мб 24,6 ч 260 6 п, 7) 700 6 . 233Ря л,/t80 б га —------ь 232U (9-7) 1,3 сут л, 7I 300 б 233и Количество 232U и доля его в наработанном 233U по этой цепочке уве- личивается с ростом плотности потока нейтронов и времени облуче- ния и сильно зависит от нейтронного спектра в реакторе (или энергети- ческого распределения нейтронов). Реакция неупругого рассеяния (л, 2л) может происходить только на быстрых нейтронах, имеющих энергию более 6,37 МэВ. Эффективное сечение (л, 2л)-реакции, усред- ненное по спектру нейтронов теплового реактора, составляет около 10"2 б. После многократной рециркуляции облученного смешанного оксидного топлива (Th, U)O2 содержание 232U в уране-233 может достичь 0,08—0,1%. На рис. 9.23 и 9.24 показано изменение массового содержания 232U в наработанном уране-233 с увеличением флюенса нейтронов (интегрального потока нейтронов). Концентрация 232U и содержание его в горючем (233U) увеличивается с ростом флюенса нейтронов во время облучения в энергетическом реакторе [1 ]. Рис. 9.23. Влияние флюенса (.нейт- ронов) на содержание 232U Рис. 9.24. Влияние флюенса на содержание 232и/233ц 179
Во время работы реактора и после переработки присутствующий в топливе 2 3 2 U претерпевает цепь распадов, которые приводят к накопле- нию 7-активных нуклидов и эмиссии быстрых нейтронов в (а, л)-реак- ции (1.28): 232U——228Th —-----------^ 224Ra—----- 74 года 1,91 года 3,68 сут 55 с а —^.6ро—, (98) 55 с и т.д. Нейтронный фон возрастает, так как большая часть а-частиц имеет энер- гию, достаточную для выбивания нейтронов, присутствующих в кера- мическом топливе. Гамма-фон растет из-за накопления по цепочке (9.8) нуклидов 212Bi и 208Т1, являющихся эмиттерами коротковолнового 7-излучения. 9.9.2. Содержание продуктов деления в регенерированном торий-ура- новом топливе. Химическое разделение в торекс-процессе облученного торий-уранового топлива не позволяет разделить 232U и 238Th от 233U и 232Th соответственно. Продукты деления, присутствующие в перера- ботанном топливе, загрязняют регенерированный уран и торий, и коли- чество их нарастает при последовательных циклах. Рассмотрим сначала содержание 232U в наработанном горючем 233 U. Нарастание уровня нейтронной и гамма-активности дочерних продуктов распада 232U, присутствующего в переработанном торий-урановом топли- ве, в основном определяется темпом радиоактивного распада 238Th (период полураспада 1,91 года). Гамма-активность топлива определяет- ся в основном коротковолновым 7-излучением от 208Т1 (Еу = 2,6 МэВ) и от 212 Bi (Еу = 0,8-j-2,2 МэВ). Поэтому более высокий уровень 7-актив- ности приходится на конец этапа фабрикации топливных элементов из рециркулированного топлива. Помимо активности продуктов распада 232U следует учитывать до- полнительный уровень 7-активности, определяемый 7-излучением само- го 233U и оставшихся после химической переработки продуктов деления. Энергия 7-квантов, излучаемых 233U, составляет 40-96 кэВ. Средняя энергия 7-квантов продуктов деления составляет около 1 МэВ. В табл. 9.6 приведены требования, предъявляемые к толщине свинцовой или бетон- ной защиты устройств дистанционного манипулирования, переработки и фабрикации облученного торий-уранового топлива от радиации со- держащихся в нем примесей. В табл. 9.6 приведены дозы излучения от 1 кг 2 3 3 U, измеренной на расстоянии 1 м от топлива. Анализ радиоактивности облученного торий-уранового топлива вклю- чает учет активности продуктов распада 232U и 228Th и остаточных продуктов деления. При этом следует учитывать активность остаточного 228Th и его дочерних продуктов в переработанной урановой фракции, активность остаточного 228Th в ториевой фракции и активность продук- тов деления в переработанной ториевой и урановой фракциях. Из рис. 9.25 видно, что концентрация 228Th растет с ростом флюенса нейтро- нов в торий-урановом рециркулирующем топливе. 180
Таблица 9.6. Толщина свинцовой или бетонной защиты устройств дли дистанционного обращения, переработки и фабрикации топлива из 2 3 3 и, содержащего 232V к Максимально допустимое время 232ц» 233у ручных операций с переработанным и '° ' топливом после конца разделения, сут Толщина защиты до 0,52 мкКл/(кг-ч) для 24-суточного 233U, см в пределах в среднем в среднем 1,29 мкКл/ / (кг • ч) 1,29 мкКл/ 0,645 мкКл/ Свинец Бетон /(кг • ч) /(кг • ч) 10 0,0218 45 108 76 1,89 11,4 20 0,0437 24 57 40 3,73 21,0 40 0,0875 15 31 22 5,47 29,7 80 0,175 9,9 18,5 13 7,18 37,9 100 0,218 8,5 15,6 11 7,72 40,6 200 0,437 8,0 10,5 7,4 9,40 48,3 400 0,875 4,2 7,2 5,2 11,0 56,1 800 1,75 2,9 5,0 3,5 12,6 63,6 1000 2,18 2,7 4,5 3,3 13,2 66,0 1500 3,28 2,3 3,7 2,6 14,1 70,5 2000 4,37 2,0 3,2 2,3 14,8 73,6 2500 5,46 1,7 3,1 2,2 15,3 75,9 Рис. 9.25. Влияние флюенса на содержа- ние 228Th 9.9.3. Пирофорность, радиологичес- кая безопасность и охрана здоровья. Мелко размолотый порошок металли- ческого тория и гидрата тория яв- ляется пирофорным. В период под- готовки, размола, спекания и фабри- кации тория и его гидридов следует принимать меры для предотвращения возможного воспламенения. Соблюдение мер радиологической безопасности при обращении с то- риевыми металлическими сплавами и его керамическими соединения- ми очень важно для защиты здоровья персонала. Радиологическая опас- ность связана в основном с радиоактивными продуктами распада (232U, 228Th, 224Ra, 220Rn, 21®Ро, 214Pb, 212Bi, 2O8T1). Эти радио- активные нуклиды и их дочерние продукты распада являются источни- ками а-, 0-, у- и нейтронного излучения. В период химического разделе- ния все радиоактивные продукты отделяются от топлива, однако за ко- роткий отрезок времени в урановой и ториевой компонентах снова про- исходит накопление радиоактивных продуктов. В торий-урановом топ- 181
ливном цикле (или рециркулированном топливе) продукты распада нуклидов урана (232U и 233U), содержащиеся в урановой фракции торекс-процесса, могут излучать а- и /3-частицы, 7-кванты и быстрые нейтроны [1,27,28], С точки зрения пирофорности, радиоактивности и интенсивной ра- диации для осуществления дистанционной манипуляции, переработки и фабрикации смешанного торий-уранового или торий-плутониевого топлива необходима тяжелая защита, обеспечивающая радиационную безопасность и охрану здоровья персонала [29, 30]. ГЛАВА 10 КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ: МЕТАЛЛЫ, КЕРАМИКА, КЕРМЕТЫ 10.1 . ВВЕДЕНИЕ Назначение конструкционных материалов - обеспечить требуемый уровень механической прочности, общую компоновку и физико-хими- ческую защиту основного оборудования и всей АЭС от коррозии и радио- активного загрязнения. В гл. 3 уже были перечислены исходные требо- вания, предъявляемые к материалам и их свойствам; подавляющая часть этих требований относится и к реакторным конструкционным материалам (см. гл. 2). Основные узлы реакторов, в которых находят применение конструкционные материалы, - это оболочки твэлов, кор- пуса давления, каналы теплоносителя, плита или решетка основания ак- тивной зоны, системы прокачки теплоносителя, элементы СУЗ и др. Выбор того или иного конструкционного материала определяется ти- пом реактора деления (см. гл. 1 и 2). Например, для корпусов легко- водных реакторов LWR используют углеродистую или малоуглеродис- тую сталь, в реакторах на быстрых нейтронах с жидкометаллическим теплоносителем — аустенитную нержавеющую сталь, в высокотемпера- турных газоохлаждаемых реакторах (HTGR) — предварительно напря- женный бетон с облицовкой из нержавеющей стали. Оболочки твэлов легководных и тяжеловодных реакторов изготавли- вают из сплавов циркония (циркалоев), быстрых реакторов - из аусте- нитной нержавеющей стали (типа 316), газоохлаждаемых реакторов с графитовым замедлителем — из сплавов магния (магноксы), тепловых исследовательских реакторов — из чистого алюминия и его сплавов. Керамики ВеО, MgO или графит можно использовать как конструк- ционный материал, а также как замедлители или отражатели в высоко- температурных газоохлаждаемых реакторах на тепловых нейтронах и в AGR соответственно. Из керметов в качестве материала стержней управления тепловыми и быстрыми реакторами используется борированная нержавеющая сталь. Для корпусов больших газоохлаждаемых реакторов применяют пред- варительно напряженный железобетон. 182
Металлы и их сплавы являются доминирующим конструкционным матер налом ядерных реакторов различного типа [1—4], хотя в отдель- ных случаях в их конструкциях находят применение и керамические материалы и керметы. 10.2 . МЕТАЛЛЫ И СПЛАВЫ Поскольку металлы в твердом состоянии способны обеспечить ме- ханическую прочность, пространственную компоновку и физико-хими- ческую защиту основного реакторного оборудования, то неудивитель- но, что большинство реакторных конструкционных материалов — это металлические сплавы (сплавы циркония, магния или аустенитные не- ржавеющие стали, см. гл. 3). Исходя из требований к таким материалам в табл. 10.1 приведены некоторые важные ядерные, физические и теп- ловые свойства ряда элементов, применение которых в реакторах воз- можно в виде либо основы, либо легирующих компонентов конструк- ционных материалов. В табл. 10.1 (см. также гл. 3) первым требованием к реакторному конструкционному материалу является низкое сечение поглощения (или захвата) нейтронов, продиктованное необходимостью экономии нейтронов. Согласно табл. 10.1 минимальное сечение поглощения тепло- вых нейтронов имеет бериллий. Применение конструкционных мате- Т ж б л и ц а 10.1. Некоторые ядерные, физические тепловые свойства ряда элементов, служащих основой я легирутепрвии добавками реакторных конструкционных материалов Элемент Относи- тельная атомная масса, а.с.м. Плотность, г/см3 Сечение поглощения (Ов = ПС) тепловых нейтронов Сечение рас- сеяния теп- -ловых нейт- ронов (0,0253 эВ), б Темпера- тура плав- ления, °C (O,O2S3 эВ б ) по отноше- нию к сече- нию погло- щения Бе Be 9,01 1,85 0,0095 1,0 7,0 1283 Mg 24,31 1,74 0,063 6,6 4,0 650 Zr 91,22 6,50 0,180 19,0 8,0 1845 Al 26,98 2,70 0,235 24,7 1,4 660 Nb 92,91 8,57 1,100 116,0 5,0 2415 Mo 95,94 10,20 2,600 274,0 7,0 2617 Fe 55,85 7,870 2,530 267,0 11,0 1539 Cr 52,00 7,190 3,100 326,0 3,0 1990 Cu 63,54 8,960 3,800 400,0 7,2 1083 Ni 58,71 8,910 4,600 485,0 17,5 1455 V 50,94 6,100 4,900 516,0 5,0 1736 Ti 47,90 4,510 6,100 642,0 4,0 1725 Mn 54,94 7,430 13,300 1400,0 2,3 1245 W 183,85 19,200 19,000 2000,0 5,0 3410 Ta 180,95 16,600 21,000 2210,0 5,0 2996 183
риалов со сравнительно малым сечением поглощения позволяет либо уменьшить размеры активной зоны, либо снизить обогащение топлива тепловых или быстрых энергетических реакторов. 10.3 . БЕРИЛЛИЙ И ЕГО СОЕДИНЕНИЯ [3, 5-7] Бериллий — уникальный металл в том смысле, что из всех металлов имеет наименьшее значение сечения поглощения тепловых нейтронов (см. табл. 10.1). Это качество в сочетании с большим сечением рассея- ния и высокой температурой плавления делает его замечательным кон- струкционным материалом. Он превосходен также как замедлитель и отражатель. По этим причинам бериллий или ВеО применяют в различ- ных конструкциях таких реакторов, как MTR (материаловедческий испытательный реактор), ETR (технологический испытательный реак- тор), ATR (улучшенный испытательный реактор), SITR (испытатель- ный реактор на промежуточных нейтронах для подводных лодок), EBR-II (экспериментальный быстрый реактор) и др. Высокое значение отношения прочности к плотности бериллия, особенно при высоких температурах, в сочетании с хорошей коррозионной стойкостью дела- ет заманчивым предложение использовать его в реакторной и косми- ческой технике. Среди легких металлов бериллий обладает наивысшей температурой плавления (Тпп = 1283-г 1290 °C), что важно для его применения при высоких рабочих температурах. Некоторое применение бериллий как конструкционный, а также как добавочный материал находит в нейтронных источниках для пуска ядер- ных реакторов. Материалы этих источников (239Pu-9Be, 226Ra-9Be, 2,0Ро—9Be, 124Sb-9Be) способны по реакциям типа (а, п) и (7, л) рождать нейтроны: 9Ве+4Не -> 12C + 0n‘; 9Ве+ 7 * 8Ве+ о»1, (Ю.1) (Ю.2) где 239Ри и 210Ро являются источниками а-частиц, 226Ra - источни- ком и а-, 7-лучей, а 124 Sb - только 7-лучей. С другой стороны, Be и ВеО хрупки, дорогостоящи и токсичны, что плохо согласуется с такими общими требованиями к реакторным ма- териалам, как подходящая механическая пластичность, технологичность производства и стоимость (см-. 11.2). Преимущества и недостатки бериллия как конструкционного мате- риала, замедлителя и отражателя нейтронов ядерных реакторов приве- дены ниже. Преимущества 1. Очень малое сечение поглощения Недостатки тепловых нейтронов 2. Большое сечение рассеяния тепло- вых нейтронов 3. Высокая температура плавления 1. Низкая пластичность 2. Токсичность 3. Высокая стоимость 4. Хрупкость 184
4. Высокое отношение прочности к плотности 5. Хорошая термическая стабиль- ность, низкое давление паров 6. Хорошая коррозионная стойкость Преимущества и недостатки оксида бериллия ВеО аналогичны тако- вым для металлического Be, за исключением того, что температура плав- ления окиси намного выше — 2550 С. 10.3.1. Распространенность, извлечение из руд, производство н об- работка бериллия. Промышленным сырьем для получения бериллия яв- ляется берилл,, т.е. бериллиево-алюминиевый силикат, содержащий при- близительно 40% Be (по массе). Первым шагом к получению металлического бериллия из берилла является сто экстракция из руды, заканчивающаяся получением чистых гидроокиси Ве(ОН)2 или окиси ВеО как исходных материалов для по- следующих операций. Получение металлического бериллия основывается обычно на двух процессах [8, 9]: 1) магнийтермическом восстановлении фторида BeF; 2) электролитическом восстановлении хлорида ВеС1. И в том, и в другом случае металлический бериллий получается в ви- де хлопьев или крошки, которые могут содержать и примеси: Al, Fe, Си, Ni и др. Поэтому прежде всего необходимо очистить бериллий от примесей. Электролитический бериллий обычно загрязнен хлоридами, присутствие которых нежелательно из-за повышения сечения поглоще- ния нейтронов, распадания при спекании и снижении стойкости Be на воздухе. Магнийгермический бериллий обычно загрязнен фторидами и магнием. Трудность получения мелкозернистого литого бериллия обуслови- ла разработку методов порошковой металлургии бериллия. Главное при этом — получение мелкозернистых изделий достаточной прочнос- ти и пластичности. На рис. 10.1 показана типичная зависимость плот- ности спеченного бериллия от давления горячего прессования в ваку- уме и аргоне. Чистый оксид ВеО ведет себя аналогичным образом [10]. 103.2. Физические, теплофизическне и механические свойства бе- риллия. Ниже в дополнение к данным табл. 10.1 приведены некоторые физические и тепловые свойства бериллия. Плотность (по данным рентгеновского анализа при 20°С),г-см-з..................................... 1,8477 Фазовые превращения: Кристаллическая решетка Диапазон темпера- тур, °C Д-фаза ГПУ 20-1250 /3-фаза ОЦК 1250-1290 а-Фаз а При 20 °C Параметры решет- ки, А а = 2,286 о с =3,583 Точка плавления, С................................. 1283-1290 Точка кипения, °C................................ 2970 185
О 200 WO 600 800 1000 7,°C Рис 10 I. Типичные зависимости реальной плотности р спеченного бериллия oi давления р горячего прессования в вакууме и аргоне Режим спекания и среда \ ка- заны на рисунке Рис. 10.2. Зависимость прочности О и пластичности 0 горячепресеованною берил- лия от температуры Т испытания Удельная теплоемкость < Дж/ (г °C). 20 °C.............Р . ... 1.71 200 °C............................................ 2.09 400 °C............................................ 2.42 600 °C........................................... . 2.76 Теплопроводность, Дж/(см с °C) (спеченный поро- шок) : 100 °C............................................. 1.65 200 °C............................................. 1,63 400 °C............................................. 1.59 600 °C............................................. 1.55 Коэффициент теплового расширения, 10~6/ С' Поперек Вдоль 100 °C....................................... 15 II 300 °C....................................... 18 14 500 °C....................................... 20 15 700 °C....................................... 21 17 Теоретическая плотность бериллия при 25 °C составляет 1,8477 г-см-3. Экспериментальные значения плотности бериллия различного приготов- ления лежат в диапазоне от 1,81 до 1,86 г-см-3. причем верхние значе- ния плотности получаются для бериллия с примесями ВеО или Ве2О3 (теоретическая плотность окиси ВеО 3,025 г-см"3) Кристаллическая решетка бериллия при температурах от комнатной до 1250 °C - гекса- гональная плотноупакованная (ГПУ). Следствие этого — анизотропия некоторых свойств металла. Однако свойства изделия, полученные го- рячим прессованием и спеканием порошкового Be, являются прибли- зительно изотропными вследствие хаотичности в ориентации отдель- ных мелких кристаллитов. Следует подчеркнуть, что порошок берил- лия токсичен и поэтому технологические процессы производства изде- лий из Be методами порошковой металлургии необходимо вести в спе- циальной атмосфере. 186
Механические свойства образцов бериллия зависят от способа полу- чения порошка, последующих операций и термообработки. Горячее прес- сование в вакууме оказывается эффективным с точки зрения обеспече- ния изотропии свойств изделий. Вакуумное литье и экструзия, напро- тив, усиливают анизотропию свойств, т.е. различие свойств материала в поперечном и продольном направлениях. В табл. 10.2 сравниваются механические свойства бериллия, получен- ного горячим прессованием в вакууме, литьем после экструзии. На рис. 10.2 представлены температурные зависимости прочност- ных свойств (по данным табл. 10.2) и относительного сужения горя- чепрессованного в вакууме бериллия. Отметим, что пределы прочности и текучести при растяжении, а также предел текучести при сжатии умень- шаются с ростом температуры. Таблица 10 2 Механические свойства бериллия в различных состояниях Состояние материала Свойства Be Значение Г о р я ч е н р е с с о в а н- н ы й Предел прочности при растяжении, МПа. 20 °C 500 °C 1000 °C Предел текучести при растяжении, МПа 20 °C 500 °C 1000 °C 309 239 161 206 153 108 Модуль упругости при растяжении, МПа 20 °C 301 840 Предел текучести при сжатии, МПа 20 С 500 °C 1000 °C 192 147 98 Модуль упругости при сжатии, МПа 20 °C 288 120 Предел текучести при кручении, МПа 20 С о Модуль жесткости при кручении, 20 С, МПа Коэффициент Пуассона, 20 С Удлинение при 20 °C, % 110 154 840 0,024 2,0- 2,8 Литой после экс- трузии при 1 000 С Горячепрессован- ный Пропел прочности при растяжении, МПа вдоль поперек Предел текучести при растяжении, МПа вдоль поперек Твердость по Роквеллу R& 111 57 55 46 75-85 187
Рис. 10.3. Температурные зависимости прочности различных металлов: / - экструдированный Be; 2 - отожженная нержавеющая сталь; 3 — тиган; 4 - горячепрессованный Be; 5 - сплав САП; 6 - магний Рис. 10.4. Зависимости длительной прочности СТюо от температуры для горяче- прессованного в вакууме бериллия с различным содержанием по массе ВеО На рис. 10.3 приведены для сравнения температурные зависимости прочности экструдированного и горячепрессованного бериллия, нержа- веющей стали, тигана, магния и алюминия марки САП, а на рис. 10.4 представлены температурные зависимости напряжения разрушения на базе 100-часовых испытаний на длительную прочность горячепрессован- ного в вакууме бериллия с различным содержанием окиси ВеО [9]. Оксид бериллия ВеО служит сырьем для получения Be, но вместе с тем является конструкционным, отражающим и замедляющим нейтро- ны материалом, применяемым в ядерных реакторах для работы при очень высокой температуре [10-12]. Помимо хороших ядерных свойств (благодаря Be), оксид ВеО обладает и другими ценными ка- чествами: очень высокой температурой плавления (2550 °C); низким давлением паров в сухой атмосфере; исключительно высоким сопро- тивлением тепловому удару. Ниже приведены некоторые ядерные, физические, теплофизические и механические свойства оксида бериллия ВеО. Макроскопическое сечение поглощения тепло- вых нейтронов, см2/см3 .................. 0,0074 Плотность, г/см3: теоретическая...........................3,025 фактическая.............................2,860 Температура плавления, °C................. 2550 Удельная теплоемкость при 20 °C, Дж/(г °C) 1,04 Теплопроводность, Дж/ (см-с-°С): 20 С ....................................2,50 100 °C..................................2,09 600 °C..................................0,45 1200 °C.................................0,16 188
Линейный коэффициент термического расши- рения в диапазоне 0-1000 °C, 10"6/°С .....8,5 Предел прочности при расятжении, МПа: 20 °C..................................98,0 1000 °C................................6,9 Предел прочности при сжатии при 20 °C, МПа 780 Модуль упругости при 20 °C, МПа........... 274 400 Коэффициент Пуассона.....................0,34 Отсюда видно (см. также табл. 10.2), что теплопроводность Be и ВеО снижается с ростом температуры. 10.4. МАГНИЙ, ЕГО СПЛАВЫ И СОЕДИНЕНИЯ Магний обладает очень хорошими ядерными свойствами: по значе- нию сечения поглощения тепловых нейтронов он находится между бе- риллием и алюминием (см. табл. 10.1). Как конструкционный мате- риал он полностью совместим с урановым топливом и СО2 как тепло- носителем в газоохлаждаемых реакторах с графитовым замедлителем. Сплавы магния, в частности магнокс А-12 и ZA-сплавы, широко ис- пользуются в качестве оболочечных материалов, начиная с газоохлаж- даемого реактора (типа реактора Calder Hall) (см. п. 1.3.1). Температу- ра плавления магния 650 °C. Он коррозионно стоек против окисления на вохдухе, а также в СО2 до температур около 400 °C. Поэтому обыч- но большинство гаэоохлаждаемых реакторов работают при низких тем- пературах и малом удельном тепловыделении. Ниже перечислены преимущества и недостатки магния и его спла- вов как конструкционного и оболочечного материала газоохлаждаемых реакторов. Преимущества Недостатки 1. Низкое сечение поглощения тепловых нейтронов 1. Низкая температура плавле- ния 2. Совместимость с топливом и теплоносителем (СО2 или *Не) 2. Низкое сопротивление корро- зии в Н2О, Na, NaK 3. Отсутствие существенных изме- нений механической прочности и пластичности под облучением 3. Недостаточность металличес- кой связи для снижения теп- лового сопротивления Магний является третьим по распространенности в земной коре эле- ментам. Он входит в состав солей морей и океанов, а также встречается в виде твердых минералов. Основными рудами являются магнезит MgCO3, доломит MgCOj-CaCOj, карналиг KMgCi3-6H2O и бруцит Mg (ОН) 2. Существуют три процесса для извлечения Mg из руд и получе- ния в металлическом виде: 1) термическое восстановление хлорида маг- ния MgCl2-6H2O (незначительное промышленное применение), 2) вос- становление кальцинированного магния и доломита кремнием (наибо- лее широкое применение в промышленности), 3) восстановление MgO из Mg (ОН) 2 углеродом. Ниже приведены физические, тепловые и механические свойства маг- ния [13—15]. 189
Плотность при 20 °C, г/см3 ............ 1,7388 Параметры решетки при 25 °C, А...........а =3,2028; с =5,1998 Температура плавления, С.................650 Температура кипения, С .... .......... . . 1110 Удельная теплоемкость при 100 С, Дж/(г- С) 1,05 Теплопроводность при 20 С, Дж/(см-с- С) 1,71 Линейный коэффициент термического расши- рения при 20-100 °C, 10 6/ С.............25,8 Предел прочности при растяжении (отожжен- ная пластина) при 20 С, МПа............... 185 Предел текучести при растяжении (отож- женная пластина) при 20 С, МПа...........96 Модуль упругости при 20 °C, МПа.......... 44 590 Модуль жесткости при 20 С, МПа........... 16 560 Коэффициент Пуассона.....................0,35 Рис. 10.5. Температурная зависимость теплопроводности магниевых сплавов: 1 - Mg; 2 - сплав AM5035; 3 - сплав ZW 1(0,5-0,05% Zr - 0,7- 1,0% Zn); 4 - магнокс А-12 (0,8% А1 - 0,01% Be); 5 - Mg - 10,19% Се; 6 - Mg - 6% Al; 7- Mg - 8% Al Рис. 10.6. Зависимость удлинения 80бщ сплава магнокс А-12 при 175 и 225 °C с мелким (кривые 1, 2) и крутым (кривые 3, 4) зерном от длительности до раз- рушения Г 150 200 250 Т, °C Рис. 10.7. Влияние температуры на пластичность мелкозернистого (dCp =0,15 мм) сплава магнокс А-12: 1 - 100-часовые испытания; 2 - 600-часовые испытания Рис. 10.8. Зависимости напряжение—деформация при ползучести термообработан- ного сплава ZA (0,5-0,6% Zr) (экстраполяция на 4-104 ч): 1 - воздуха, 200 °C; 2 - воздух, 300 °C; 3 - СО2. 350 °C; 4 - СО2, 400 °C; 5 - СО2,450 °C; 6 - СО2,475 °C 190
На рис. 10.5 представлены температурные зависимости теплопровод- ности магниевых сплавов, а на рис. 10.6 и 10.7 — соответственно зави- симость относительного удлинения от времени до разрушения и темпе- ратурная зависимость относительного удлинения сплава магнокс А-12. На рис. 10.8 [13-15] показана связь между напряжением и деформа- цией при ползучести термообработанного сплава ZA при различных тем- пературах и в различных средах. Приведенные данные являются типич- ными для магниевых сплавов, используемых в низкотемпературных газоохлаждаемых реакторах. ЮЛ. АЛЮМИНИЙ, ЕГО СПЛАВЫ И СОЕДИНЕНИЯ В ходе проектирования и разработки материаловедческого реакто- ра MTR в качестве оболочечного и конструкционного материала топ- ливных элементов пластинчатого типа был выбран Ai, применявший- ся в исследовательских реакторах до 1950 г. 31 марта 1952 г. реактор MTR, для которого была разработана простая по принципу устройства, недорогая, надежная и безопасная в работе топливная сборка для рабо- ты в интенсивном потоке нейтронов, был успешно запущен и выведен на проектную тепловую мощность 40 МВт. Эта дата стала вехой в раз- витии исследовательских ядерных реакторов, MTR не только ясно про- демонстрировал возможность сооружения высокопоточного исследова- тельского реактора и испытания материалов в нем, но также подтвер- дил правильность принципа, положенного в основу конструирования и производства уран-алюминиевых топливных элементов пластинчато- го типа. Такие элементы (плоские или искривленные) были затем приме- нены в серии учебных и исследовательских реакторов типа ’’Аргонавт”, CP-5 (Chicago Pile-5), ETR (Engineering Test Reactor), ATR(Advanced Test Reactor), ALRR(Ames Laboratory Research Reactor), HFIR (High Flux Isotope Reactor) и др. Основное требование, предъявляемое к исследовательскому реакто- ру, — обеспечение надежной и безопасной работы топливных элементов в интенсивном потоке нейтронов на постоянном уровне мощности. Ниже перечислены преимущества и недостатки алюминия как реак- торного конструкционного материала. Преимущества 1. Сравнительно малое поглощение тепловых нейтронов 2. Высокая теплопроводность 3. Высокая стабильность под облуче- нием 4. Хорошая коррозионная стойкость в воде и воздухе 5. Обрабатываемость и сваривае- мость 6. Низкая стоимость и посту пность Недостатки 1 Низкая температура плавления 2 . Низкая механическая проч- ность при повышенных температурах 191
Именно преимущества, а не недостатки алюминия явились причиной выбора его в качестве конструкционного материала топливных элемен- тов учебных и исследовательских реакторов, поскольку основная зада- ча таких реакторов — обеспечение высоких значений потоков нейтронов, а не выработка энергии. Поэтому предпочтительнее, когда учебные и исследовательские реакторы работают при низких температурах, что должно обеспечивать большую стабильность, надежность и безопасность их работы. Прочность, пластичность и теплопроводность алюминия и его сплавов (1100, 6061, САП) вполне удовлетворяют уровню термичес- ких напряжений, температурным градиентам и удлинениям материалов, возникающих при работе реакторов [16, 17]. Их коррозионная стой- кость в воде и паре достаточно высока при температурах до 150 °C. 10.5.1. Физические, теплофизические и механические свойства алю- миния и его сплавов. В табл. 10.3 представлены многие физические, тепловые и механические свойства алюминия и его сплавов (ядерные характеристики алюминия см. в табл. 10.1). Таблица 10.3. Физические, тепловые и механические свойства алюминия и его сплавов * Свойство А1 1100 6061 САП Плотность при 20 °C, г/см3 2,699 2,71 2,70 2,7-2,8 Кристаллическая структура ГЦК ГЦК — - параметры решетки ng и 20 С, А 4,049 4,050 — — Температура плавления, С 660 645-655 620-650 >660 Температура кипения, С 2060 - — — Удельная теплоемкость с„ при 25-100 °C, Дж/(г • °C) 0,94 0,96 0,96 — Теплопроводность в диапазоне 25-100 °C, Дж/ (см с °C) 210 219 219 1,67 Коэффициент линейного расшире- ния в диапазоне 20-100 °C, 10~6/°С Предел прочности, МПа: 23,8 23,5 23,4 20 сразу после отжига 47,5 88-165 88- 240 340 холоднокатаного на 75% 110 — — — Предел текучести холодноката- ного, МПа Удлинение, 7о 103 147 206 245 сразу после отжига 48,5 35 25 10 (пру- ток) холодно катаного 5,5 5 12 — Модуль упругости при 20 С, 103 МПа 68 68 69 69 Коэффициент Пуассона 0,30 0,30 0,28 0,28 Твердость по Бринеллю сразу после холодной прокатки 27 23-44 25-73 — * Сплав 1100 — AI промышленной чистоты. сплав 6061 - - сплав А1 - 0,7% Mg (по массе) - 0,4% Si (помассе). САП содержит от 7 до 14% А1 2 О (по массе). 192
Алюминий (отожженный или холоднокатаный) и его сплавы хоро- шо освоены промышленностью, и их применение в качестве конструк- ционного материала (оболочки твэлов и другие детали и узлы) иссле- довательских реакторов на тепловых нейтронах экономически оправ- дано. Находят применение в реакторостроении и космической технике также хорошо освоенные промышленностью литые и кованые изде- лия из алюминиевых сплавов. Чтобы повысить рабочую температуру и теплонапряженность энерге- тических, но не исследовательских реакторов на тепловых нейтронах, были предложены, к примеру, сплавы на основе Al-Fe [18]. Для по- вышения коррозионной стойкости при высоких температурах исследова- ли также сплавы типа Al—Fe-Si, Al-Fe-Zr и Al-Fe-Ni [19, 20]. Сре- ди алюминиевых сплавов, используемых в качестве оболочечного и кон- струкционного материала, наибольший успех выпал на уран-алюминие- вые сплавы, применяемые в качестве топлива в пластинчатых твэлах исследовательских реакторов на тепловых нейтронах (см. п. 6.6.1). В процессе работы в этих (U-A1)-сплавах при соответствующих тем- пературах и длительностях могут образовываться интерметаллические соединения UA12, UA13 и UA14. Все они имеют различные плотности, температуры плавления и кристаллические решетки (см. гл. 6). 10.5.2. Оксид алюминия. А12О3 находит применение в реакторострое- нии в качестве уплотняющего, изолирующего, герметизирующего ма- териала, но в основном — это минеральное сырье для извлечения и про- изводства алюминия электролитическим способом. Для ведения этого процесса обезвоженный А12О3 растворяют в криолите Na3AlF6 и рас- твор помещают в стальную емкость (танк), выложенную изнутри угле- родом, служащим катодом электролизера. Внутри емкости размещают- ся крупные блоки графита, являющиеся анодами. При пропускании электрического тока через электролизер на дне и стенках емкости (ка- тоде) скапливается жидкий алюминий, а кислород выделяется на гра- фитовом аноде и вступает с ним в реакцию с образованием двуокиси углерода. Катодная реакция АГ3 + Зе~ -> А1, (10.3) анодная реакция С + 2О~2 -* СО2 + 4е~, (10.4) 2А12О3 + ЗС ->4А1 + ЗСО2. Полученный А1 вполне пригоден как конструкционный материал для исследовательских реакторов на тепловых нейтронах. На рис. 10.9 и 10.10 представлены данные по длительной прочности сплава алюминия при 150—350 °C и порошкового алюминия (САП) при 400- 500 °C соответственно. Зависимость минимальной скорости ползучести алюминиевых сплавов при различных температурах от при- ложенного напряжения показана на рис. 10.11, а на рис. 10.12 приведе- ны зависимости числа циклов до разрушения от размаха деформации при испытаниях на усталость алюминиевых сплавов при различных тем- пературах и частотах циклирования [19]. Закономерности, приведен- ные на рис. 10.9— 10.12, иллюстрируют основные особенности поведе- 7—Зак. 702 1 93
Рис. 10.9. Длительная прочность алюминиевого сплава при различных температу- рах Рис. 10.10. Длительная прочность А1 типа САП при различных температурах Рис. 10.11. Зависимость скорости установившейся ползучести алюмитиевого сплава от приложенного напряжения Рис. 10.12. Термоусталостная прочность алюминиевого сплава при различных частотах циклирования ния и характеристики этого класса материалов. Отметим два момента: 1) номинальное содержание А12О3 в порошковом алюминии марки САП около 7—14%, 2) сплавы алюминия содержат по массе примерно 1% Ni, 1,0- 1,5% Mg, 0,2-0,5% Fe и 1,5% Si (остальное Al). 10.6. ЦИРКОНИЙ И ЕГО СПЛАВЫ Только бериллий, магний, алюминий и цирконий являются металли- ческими элементами, имеющими низкое сечение поглощения (или за- хвата) тепловых нейтронов, и, следовательно, их можно использовать в качестве основных конструкционных материалов тепловых реакто- ров. Несмотря на минимальное сечение поглощения нейтронов и высо- кую температуру плавления, применение бериллия ограничивается его высокой стоимостью вследствие редкости и токсичностью. Магний зани- мает второе место по своим ядерным свойствам, совместим с урано- вым топливом и СО2 как теплоносителем, но из-за низкой температу- ры плавления и плохой коррозионной стойкости в воде и паре приме- няется лишь в газоохлаждаемых реакторах с невысокой рабочей тем- пературой. Алюминий имеет относительное небольшое сечение погло- щения, высокую теплопроводность, низкую стоимость вследствие ши- рокой распространенности, однако вследствие невысокой температуры 194
плавления и малой прочности при повышенных температурах его приме- нение ограничивается исследовательскими реакторами на тепловых ней- тронах с низкой рабочей температурой. И лишь цирконий, третий по ядерным параметрам элемент, имеет высокую температуру плавления, достаточно высокую механическую прочность при повышенных темпе- ратурах, хорошую коррозионную стойкость в воде и паре, приемлемую стоимость и распространенность и потому широко применяется как конструкционный материал в легководных и тяжеловодных реакторах. Следует отметить и некоторое различие форм применения перечислен- ных элементов: бериллий и алюминий используются в виде относитель- но чистых металлов, тогда как магний и цирконий — в виде сплавов [13- 15,21]. Ниже с учетом основных свойств циркония мы оцениваем его пре- имущества и недостатки как конструкционного материала энергети- ческих реакторов на тепловых нейтронах (легководных и тяжеловод- ных) . Преимущества Н едостатки 1. Низкое сечение поглощения тепло- 1. Низкая теплопроводность вых нейтронов 2. Высокая температура плавления 2. Относительно низкое теп- 3. Высокая механическая прочность ловое расширение при повышенных температурах 3. Невысокая коррозионная 4. Хорошая коррозионная стойкость стойкость при высоких в воде и парс температурах 5. Обрабатываемость и технологич- 4. Относительная дорого- ность визна 6. Приемлемая стоимость и распро- страненность 10.6.1. Распространенность, выделение из руд, получение и производ- ство изделий из него. Несмотря на то что цирконий относится к редким металлам, но все же более распространен в земной коре, чем никель, медь, свинец и цинк. Основным минеральным сырьем для получения циркония является циркон ZrSiO4 и баделеит ZrO2. Минералы цирко- ния всегда содержат некоторое количество гафния (0,5-5% по массе), физические и химические свойства которого близки к свойствам цир- кония [21, 22]. Производство циркония включает процессы разделения циркония и гафния. Цирконий трудно поддается очистке, и полученный чистый ме- талл может при контакте с окружающей средой загрязниться такими элементами, как О2, N2, Н2 или СО2. Эти примеси оказывают сильное отрицательное влияние на свойства циркония и его сплавов. Поскольку гафний имеет неприемлемо высокое сечение поглоще- ния нейтронов, его необходимо отделить от циркония. Разработан ряд химических, физических и термических процессов такого разделения: фракционной кристаллизации, фракционного осаждения (выделения), экстракции селективными растворителями, ионного обмена, термичес- кой перегонки и т.д. [22—24]. Для получения из циркона металлического циркония в промышлен- ности разработан модифицированный процесс Кролла [23, 24]. Про- *• 195
цесс состоит из следующих основных операций: 1) карбонизация циркона; 2) хлорирование карбида циркония; 3) очистка и уплотнение необработанного хлорида циркония; 4) магнийтермическое восстановление очищенного хлорида цирко- ния [см. ниже уравнение (10.5)]; 5) отделение MgCl2 от восстановленного циркония; 6) дуговая плавка губчатого циркония. Основная химическая реакция для получения гу&<атого циркония: ZrCl2 + 2Mg -------► Zr + ZrMgCl2 . (10.5) пар жидкий твердый жидкость Для получения высокочистого циркония применяют иодидный про- цесс, исходным сырьем для которого служит либо неочищенный поро- шок циркония кальцийтермического восстановления, либо губчатый металл модифицированного процесса Кролла. Химический процесс включает в себя непрерывные химические реак- ции и выражается следующим уравнением: 200 °C 1300 °C Zr + 2Ij -----------► Zrl4 --------► Zr +2I2, (10.6) загряз- пары пары чистый пары ненный твердый твердый иллюстрирующим процесс получения чистого циркония из загрязненно- го через образование промежуточного соединения — тетраиодида цирко- ния Zrl4 и непрерывную регенерацию иода, вступающего в реакцию с неочищенным цирконием. Очищенный от гафния губчатый или иодидный цирконий может ис- пользоваться при производстве циркониевых сплавов, например цирка- лоев. Технологические свойства холоднообработанного иодидного цирко- ния превосходят свойства губчатого металла. Загрязнение циркония и сплавов кислородом, азотом и водородом снижают пластичность и повы- шают механическую прочность металла. Обрабатываемость циркония в горячем состоянии (при ковке и про- катке) удовлетворительна. Эффект влияния газовых примесей (О2, N2, Н2 и др.) на механические свойства при повышенных температурах не сохраняется. Свариваемость циркония в инертной атмосфере (в пото- ке Аг) даже лучше, чем у некоторых известных конструкционных ма- териалов. Сварные швы, полученные таким способом, оказываются пластичными. Методом спекания прессовок в вакууме или инертной атмосфере из порошкового циркония легко получают изделия с высокой плотно- стью и пластичностью. 10.6.2. Ядерные, физические, теплофизические и мехашнеские свой- ства. Ниже приведены свойства и характеристики циркония как кон- струкционного материала. 196
Сечение поглощения тепловых нейтронов, б Сечение рассеяния тепловых нейтронов, б...... Плотность (теоретическая), г/см3 ........... Тип кристаллической решетки при 20-862 °C (а-фаза) .................................... параметры решетки при 20 °C, А <0,005% Hf (по массе)..................... 1,2% Hf (по массе),....................... Тип кристаллической решетки при 862-1845 °C (/3-фаза) ................................... параметр решетки при 867 °C, А.............. Температура плавления, °C.................... Температура кипения (приблизительно), °C , . . . Удельная теплоемкость Ср при 20 °C, Дж/(г-°С) Теплопроводность при 20 °C, Дж/(см-с-°С) Линейный коэффициент теплового расширения при 20 °C, 10-6/°С: направление <0,005% Hf (по массе) 1,2% Hf 0,180 8,0 6,50 ГПУ а =3,230; с = 5,147 а = 3,231; с = 5,146 ОЦК а = 3,62 1852 ± 10 3580 0,28 0,18 (по массе) 5,64 5,69 6,39 6,09 а с Предел прочности при растяжении, МПа: губчатого отожженного ............................. 390-490 холоднодеформиро ванного ............... 640—720 иодидного отожженного ............................ 205—240 холоднодеформированного ................ 550—620 Предел текучести при растяжении, МПа: губчатого отожженного .............................. 240-310 холоднодеформированного ................ 550-650 иодидного отожженного .............................. 685—1030 Модуль упругости, МПа: губчатого отожженного..................... 83 300- 86 240 иодидного отожженного .................. 93 100 — 96 050 Удлинение, % губчатого отожженного...................20-30 иодидного отожженного ..................30-40 Твердость по Роквеллу губчатого отожженного...................75—85 иодидного отожженного ..................85—96 Превосходные ядерные, физические, тепловые и механические свой- ства циркония реализуются и в его сплавах, таких, например, как цир- калой-2 и циркалой-4, разработанных и широко применяемых в качест- ве основных конструкционных материалов легководных и тяжеловод- ных реакторов. В дополнение к механическим свойствам на рис. 10.13 показана ти- пичная температурная зависимость линейного коэффициента термичес- кого расширения циркония, а на рис. 10.14 представлены диаграммы растяжения отожженного кристаллического Zr при различных темпе- ратурах. 10.63. Циркониевые сплавы. Циркалой. Цирконий может образовы- вать двойные, тройные и многокомпонентные сплавы со многими эле- ментами: бериллием, алюминием, хромом, медью, железом, молибде- 197
Рис. 10.13. Изменение коэффициента линейного расширения а циркония (с 1,2% Hf по массе) с температурой Рис. 10.14. Кривые напряжение—деформация для отожженного кристаллического циркония при различных температурах ном, никелем, ниобием, оловом и тд. Легирующие элементы добавляют для повышения механических свойств и коррозионной стойкости цирко- ния при повышенных температурах [21, 22, 25]. В большинстве выбран- ных и исследованных двойных и тройных систем имеются сплавы с вы- сокой растворимостью одного или обоих легирующих элементов в губ- чатом или иодидном Zr. Основной способ производства циркониевых сплавов — дуговая плавка губчатого циркония с высокочистым оло- вом (циркалой) или с оловом и ниобием (сплав для высокотемператур- ного применения). В качестве конструкционных и оболочечных материалов легковод- ных и тяжеловодных реакторов широко применяются сплавы циркония типа циркалоев. Из них циркалой-2 используется в кипящих водяных и тяжеловодных реакторах, циркалой-4 — в энергетических водяных, а циркалой-3 — в некоторых судовых атомных установках. Химический состав перечисленных и некоторых перспективных сплавов циркония приведен в табл. 10.4. Все сплавы циркония, в том числе циркалои, характеризуются высо- кой коррозионной стойкостью в воде и паре при температурах до 400 °C. Таблица 10.4. Химический состав некоторых сплавов циркония (содержание по массе, %) Сплав Sn Fe Cr Ni N О Nb Циркалой-2 1,2-1,7 (1,5) 0,07- 0,20 (0,014) 0,OS- О.15 (0,09) 0,03- 0,08 (0,05) 0,03-0,08) (макс.) 0,010 (0,13) - Циркалой-3 0,20— 0,30 0,20- 0,30 — — 0,010 (макс.) — — Циркалой-4 1,1-1,5 (1,3) 0,20- 0,24 (0,22) 0,06- 0,14 (0,10) — 0,010 0,io- о.16 (0,13) — Zr - 2,5% Nb — — — — — 2,5 Zr -2,5 Nb-ISn 1,0 — — — — — 2,5 198
Рис. 10.15. Кривые ползучести циркониевых сшивов: 1 — сшив циркалой с 1,35% Sn (по массе) после экструзии; 2 — сплав Zr — 10,3% Ti - 7,8% Мо (по массе), старение 200 ч при 600 °C; 3 - сплав Zr - 2,27% Sn (по массе) после экструзии; 4 — сплав Zr — 1,48% Al (по массе) после экструзии Рис. 10.16. Кривые ползучести: 1 — холоднодеформированного на 25% циркалоя-2 при а = 140 МПа; 2 - отож- женного Zr - 2,5% Nb (по массе) при а= 140 МПа; 3 - холоднодеформированио- го на 20% Zr - 2,5% Nb при О = 240 МПа; 4 - холоднодеформированного на 15% циркалоя-2 при <7 = 116 МПа Обладание этим качеством является, по существу, основным требова- нием к конструкционному материалу энергетических, кипящих водя- ных и тяжеловодных ядерных реакторов. Приведенные в табл. 10.12 легирующие цирконий элементы не только увеличивают его высоко- температурную коррозионную стойкость в воде и паре, но и улучшают прочностные и пластические свойства, практически не меняя сечение по- глощения тепловых нейтронов. По коррозионной стойкости циркалой-2 несколько превосходит спла- вы Zr — 2,5% Nb (по массе) и Zr — 2,5% Nb — 1% Zn (по массе). Однако закалкой из области /3-фазы или (а+ 0)-фазы и последующим старением при температуре ниже монотектоидного превращения (около 600 °C) у этих сплавов можно достичь большей прочности и пластичности, чем у циркалоя-2. Для сравнения на рис. 10.15 представлены кривые ползучести различ- ных сплавов циркония при 600 °C и напряжении 20 МПа, на рис. 10.16 — аналогичные кривые при 300 °C для циркалоя-2 и сплава Zr - 2,5% Nb (по массе) в различных структурных состояниях и при различных напряжениях, а на рис. 10.17 показано влияние термоциклирования на скорость ползучести термообработанных гидрированных и дегидри- рованных образцов сплава Zr - 2,5% Nb (по массе) [26-28]. Темпе- ратурная зависимость теплопроводности циркалоя-2 и циркалоя-4 пред- ставлена на рис. 10.18 [29, 30]. На рис. 10.19 показано влияние легиро- вания на температурную зависимость предела прочности циркония с низ- ким содержанием гафния, а на рис. 10.20 приведены результаты испы- таний на ползучесть при 300 °C и напряжении 135 МПа образцов, полу- ченных прессованием образцов циркониевых сплавов [15], а также массовое содержание олова в сплавах. 199
200 600 1000 1400 1800 2200 -С,ч Рис. 10.17. Влияние термоцикл иро вания на кривые ползучести термообработан- ного гидрированного (7) и негидрированного (2) сплава Zr — 2,5% Nb (по массе), ТИсп ~ 300 °C, частота циклирования 2 цикла/сут при О - 175 МПа 10,5\_____I_____I-----1----1-----1----- 0 200 ЧОО 600 800 1000 TfC Рис. 10.18. Изменение с температурой теплопроводности сплавов Рис. 10.19. Температурная зависимость предела прочности при растяжении нелеги- рованного (штриховая кривая) и легированного (сплошные кривые) циркония с низким содержанием гафния Рис. 10.20. Кривые ползучести экструдиро- ванных сплавов циркония при 300 °C и на- пряжении а = 140 МПа 10.7. НЕРЖАВЕЮЩАЯ СТАЛЬ И НИКЕЛЕВЫЕ СПЛАВЫ В то время как магний, алюминий, цирконий и их сплавы являются главными конструкционными материалами тепловых реакторов, не- ржавеющие стали и сплавы никеля доминируют в быстрых реакторах- размножителях. Поскольку в быстрых реакторах никакого замедлителя не требу- ется, отношение топливной составляющей к конструкционным мате- 200
риалам в них значительно выше, чем в тепловых. Следовательно, выше оказывается и отношение макроскопических сечений реакций деления и захвата нейтронов. И как результат те конструкционные материалы со средним или довольно большим микроскопическим сечением погло- щения или захвата нейтронов, которые нельзя помещать в тепловой реактор по соображениям экономии нейтронов, возможно использо- вать в быстрых реакторах благодаря их превосходным физическим, теп- ловым и механическим свойствам и высокой коррозионной стойкости в теплоносителе при высоких температурах. А их влияние на экономию нейтронов в реакторе оказывается не столь значительным. В этом основные причины широкого использования аустенитных нержавею- щих сталей и никелевых сплавов в качестве конструкционных материа- лов быстрых реакторов, особенно с жидко металлическими теплоноси- телями. 10.7.1. Нержавеющая сталь. Аустенитные нержавеющие стали, хоро- шо освоенные в промышленности, пригодные для работы в разнооб- разных условиях, приемлемые по стоимости, обладающие превосход- ными механическими свойствами и высокой коррозионной стойкостью при повышенных температурах (ниже 650 °C), представляют собой сплавы на основе железа с хромом и никелем как основными легирую- щими элементами (табл. 10.5). Эти стали привлекают к себе внимание как конструкционный материал быстрых и тепловых реакторов (кор- пуса и системы трубопроводов), контейнеров для радиоизотопов и радио- активных отходов и других аппаратов и конструкций ядерной техники. В табл. 10.5 из огромного множества сталей серии AISI приведены номинальные составы некоторых аустенитных нержавеющих сталей, применяемых в ядерной технике. Что касается ядерных свойств аустенитной стали, то ее сечение по- глощения и рассеяния быстрых и тепловых нейтронов зависят от хими- ческого состава. Данные по сечениям нейтронных реакций вполне до- ступны [31]. Сумма макроскопических сечений поглощения и рассея- ния каждого элемента дает эквивалентные сечения поглощения и рас- сеяния быстрых и тепловых нейтронов рассматриваемой нержавеющей Таблица 10.5. Номинальный состав аустенитных нержавеющих сталей, применяемых в реакторостроекии Массовое содержание элементов, % Марка стали AISI С Ст Ni Мо Nb Fe (макс.) 304 304L (низкое 0,08 0,03 18-20 18-20 8-11 8-11 — — Основа содержание С) 309SNb 0,08 22-26 12-15 >0,64 316 0,10 16-18 10-14 2—3 — 316L (низкое 0,03 16-18 10-14 2-3 — ** содержание С) 347 0,08 17-19 9-12 — >0,81 та 201
Таблица 10.6. •изические, тепловые механические свойства некоторых яустеиитиых мржавешпщх стам* Свойство Марка стаж AISI 304 3O4L 309SNb 314 314L 347 Плотность, г/см3 7,9 7,9 7,9 8,0 8,0 7,9 Диапазон температуры 1400- 1400- 1400- 1400- 1400- 1400- плавленая, °C 1450 1450 1430 1450 1450 1430 Удельная теплоемкость С_ при 20-100 °C, Дж/(г°С) Теплопроводность, 10» Дж/(см-с-°C): ОДО ОДО ОДО ОДО ОДО ОДО при 100 °C 16,2 16,2 16,1 16,2 16,2 16,1 при 500 °C 21,4 21,4 21,2 21,4 21,4 21,2 Линейны* коэффициент термического расширения, 10-‘/°С 16,6 16,6 16,6 16,6 16,6 16Д Предел прочности при растяжении, МПа 550 480 515 515 480 515 Предел текучести, МПа 205 170 205 205 196 205 Модуль упругости, МПа 196 000 196 000 196 000 196 000 196 000 196 000 Удлжение,* 50 50 45 50 50 45 Поперечное сужение, % 60 60 50 60 60 50 Коэффициент Пуассона 0,29- 0,29- 0,29- 0,29- 0,29- 0,29- Твердость: 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 0,30 по Бринеллю 185 180 200 200 190 200 по Роквеллу 95 90 95 95 90 95 Предел ползучести при 590 °C 104 , МПа 130 130 215 165 165 220 стали. В некоторых случаях в качестве приближенных значений сече- ний нейтронных реакций для аустенитной нержавеющей стали могут быть взяты сечения реакций для железа. В табл. 10.6 приведены некоторые важные физические, тепловые и механические свойства некоторых аустенитных нержавеющих сталей (значительно большее число экспериментальных данных можно найти в технической литературе). Стали- марок 304 и 3O4L (308) используются как основной и свароч- ный материал корпусов быстрых реакторов с жидкометаллическим теп- лоносителем. Стали марок 316 и 316L применяют в качестве основно- го и сварочного материала оболочек твэлов тех же реакторов, а из ста- лей 309 SNb и 347 изготавливают корпуса и узлы активной эоны аппа- ратов того же типа. Рабочая температура поверхности стали, находящей- ся в контакте с жидкими Na или NaK, ограничена и обычно не превы- шает 650 °C. Аустенитные нержавеющие стали - материалы с высокой коррозион- ной стойкостью при температурах до 650 °C. И все-таки в этой области существуют нерешенные проблемы: коррозионное растрескивание на 202
внутренней поверхности оболочек твэлов и корпусов реакторов; склон- ность к межкристаллитной коррозии в некоторых теплоносителях после провоцирующей термической обработки (сенсибилизации); образова- ние хрупкой сигма-фазы, особенно в сварных соединениях с большим содержанием феррита; коррозионное растрескивание на внутренней поверхности оболочек твэлов под действием осколков деления и та- ких химических соединений, как Csl, Cdl2, Cs2Te, CsCl2 и др.; ускоре- ние коррозии за счет омывания изделия высокоскоростным потоком коррозионной жидкости и удаления защитной пленки и высокие терми- ческие напряжения из-за низкой теплопроводности и термоциклирова- ния вследствие цикличности работы реактора, приводящие к усталост- ному разрушению под действием термических напряжений [32]. Углеродистые малолегированные ферритные стали по большей час- ти используются в энергетических легководных реакторах как материал корпуса и систем трубопроводов с внутренним покрытием из нержа- веющей стали для защиты от водной коррозии. Эти стали обсуждают- ся ниже в связи с рассмотрением корпусных материалов. 10.7.2. Никелевые сплавы. Недостаточный для условий быстрых реак- торов уровень тепловых, коррозионных и конструкционных свойств аустенитных нержавеющих сталей и относительно невысокая сопротив- ляемость термоциклированию (циклическим термическим напряже- ниям, тепловым ударам и термоусталости), взаимной диффузии между топливом и оболочкой твэла, а также коррозионному повреждению (падение коррозионной стойкости) при повышенных температурах (650 °C и выше) привели к разработке и производству никелевых спла- вов (или суперсплавов). Такие сплавы никеля, как инконель и хастел- лой, обладают высокой прочностью и хорошей коррозионной стойко- стью при повышенных температурах. К примеру, длительная прочность при 650 °C у сплавов никеля находится в интервале 245 — 550 МПа, у аустенитных нержавеющих сталей - в интервале 98— 205 МПа, а у угле- родистых корпусных сталей - в интервале 20 — 44 МПа. Химический со- став некоторых известных никелевых сплавов приведен в табл. 10.7. Что касается ядерных свойств, то сечения поглощения и рассеяния быстрых и тепловых нейтронов у никелевых сплавов зависят, как и у аустенитных нержавеющих сталей, от химического состава. Эти величи- ны можно получить из экспериментальных данных по сечениям нейтрон- ных реакций [31]. Таблица 10.7. Химический состав некоторых известных никелевых сплавов Сплав Массовое содержание химических элементов, % Ni Ст Мо Fe С Мп Si Инконель 70-72 16 3,5— 1.5 8 0,15 1.0 0,5 Хастеллой В 60 — 32 6 0,10 1,0 1.0 Инко-800 70 7 47 5 (макс.) 0,06 0,5 0,5 203
Таблица 10.8. Физические, тепловые и механические свойства никелевых сплавов Свойство — Материал Ni Инконель Хастеллой В Инко-800 Плотность при 20 ° С, г/см3 8,91 8,51 9,24 8,89 Кристаллическая решетка ГЦК ГЦК ГЦК ГЦК Параметр кристаллической решетки при 20 °C, А 3,524 — — — Температура плавления, С 1455 1400-1435 1335-1350 1365-1400 Удельная темплоемкость ср при 20-100 °C, Дж/(г • °C) 0,46 0,46 0,38 0,40 Теплопроводность при 20-100 °C, 1(Г2 Дж/(см • с °C) 82,6 15,0 11,2 46,6 Линейный коэффициент термического расширения, 13,3 11,5 10,1 12,2 Предел прочности при 20 С, МПа (горячекатаный) 315 685 925 720 Предел текучести, МПа 58 315 404 274 Модуль упругости, МПа 205 800 212 700 210 700 210 700 Удлинение, % (горячека- таный материал) 28 44 53 45 Напряжение ползучести при скорости 10"4 %/ч, МПа (горяч екатаный) 21 171 18 89 Длительная прочность при 650 ° С на базе 103 ч, МПа — 98 226 206 Физические, тепловые и механические свойства никелевых сплавов приведены в табл. 10.8. Для твэлов быстрых реакторов с карбидным топливом (U, Ри)С вместо нержавеющих сталей предпочтительнее использовать сплавы никеля, поскольку нержавеющие стали насыщаются углеродом вслед- ствие его диффузии из топлива в материал оболочки [32, 33]. Вообще, диффузия углерода из карбидного топлива в нержавеющую сталь обо- лочки может оказать вредное воздействие и на топливо, и на оболочку. При недостаточной стехиометрии топливо будет выделять большее чис- ло газовых осколков. При высоком содержании углерода в нержавею- щей стали будет происходить хрупкое разрушение оболочки. 10.8. КЕРАМИКА И КЕРМЕТЫ Большинство известных керамических материалов — соединения двух элементов, например: UO2, UC, UN, PuO2, ThO2, ВеО, A12O, B4C. Элемен- тарный углерод (графит), бор и кремний также относят к керамичес- ким материалам. Обычно это материалы с высокой температурой плавле- ния и, следовательно, с высокими характеристиками жаропрочности и 204
коррозионной стойкости. Но они склонны к хрупкому разрушению при ударных и растягивающих нагруженных и термических ударах. Керметы — это металлокерамические смеси или комбинации метал- лов с керамикой. Их свойства — промежуточные между свойствами металлов и керамики. Большая часть композитных материалов, исполь- зуемых в различных конструкциях в атомной, нефтяной и авиакосми- ческой промышленности, относится к керметам. Некоторые керметы, например А1-А12О3 (САП), U-AI-AI2O3 (твэл пластинчатого типа), В4С — нержавеющая сталь (стержни управления) и др., находят приме- нение в реакторостроении. Различия между керамиками и керметами 1. Керметы обладают большей прочностью и пластичностью. 2. Керметы имеют более высокую сопротивляемость механическим и тепловым ударам. 3. Свойства керметов промежуточные между свойствами металлов и керамик. Сходство керамик с керметами 1. Высокая радиационная и коррозионная стойкость. 2. Относительная стабильность при высоких температурах (высокие температуры плавления). 3. Относительная хрупкость и чувствительность к механическим и термическим ударам. 10.8.1. Керамические материалы ядерных реакторов. В табл. 10.9 представлены (выборочно) применяемые в настоящее время и перспек- тивные для реакторостроения керамические материалы. Из них приме- нение уже нашли UO (топливо), РиО2 (топливо быстрых реакторов), графит (замедлитель, отражатель и конструкционный материал тепло- вых реакторов), ВеО (отражатель в тепловых и быстрых реакторах), В4С, Н3ВО3, Ег2О3, Сб20з, Еи20з, HfC (стержни управления и защи- та б л и ц а 10.9. Существующие и перспективные керамические материалы различного назначения Топлив- ный мате- риал Сырье для вос- произ- водства Замедли- тели, от- ража- тели Конструкционные материалы Поглощающие материалы СУЗ Защита Изолято- ры си- стем за- щиты ио2, ThO2 Графит Графит В4С, HfC Бетон А12О3 и3О8 ThSi2 ВеО ВеО, MgO В20з» Gd2O3 В2О3 ZrC^ UC, и2С3 ZrH Д12О, ZrO2 Eu2O3, HfO2 Na-стекло MgO uc2,un ВегС SiO2, ZrSi2 H3BO3 Н3ВО3 Асбесты Ет2Оз FeO Эмали US, U3Si Предварит ель- но напряжен- ный бетон Fe2O U2Si3 205
ты), бетон, Bi Оз (материал защиты реакторов), натриевое стекло (ок- на горячих камер) и тд. Перспективными реакторными материалами являются UC, UN, PuC, PuN, ThC, AI1O3, MgO, ZrOi и др. Фазовые превращения в керамических материалах встречаются ред- ко. Почти все керамики — кристаллические вещества. Однако у стекол структура характеризуется наличием лишь хаотической трехмерной кристаллической сетки. Основы сеток стекол состоят из SiOi, В2О3, AI2O3, модификаторами могут быть NaiO, KiO, MgO, СаО и РЬО. Вооб- ще, кристаллические керамики имеют определенные точки плавления, у стекол фиксированной температуры плавления нет и при нагревании до высоких температур они постепенно размягчаются, превращаясь в жидкость. Электро- и теплопроводности большинства керамических материа- лов в отличие от большинства металлов с ростом температуры падают. Такие материалы, как ZrOj, MgO и асбест с очень низкими эпектро- и теплопроводностями, широко используют как изоляторы. Среди конструкционных керамик (см. табл. 10.9) со времен первых тепловых реакторов нашел широкое применение графит. Он имеет хо- рошие замедляющие и отражающие свойства, высокую механическую и конструктивную прочности, хорошую теплопроводность, высокую термическую и радиационную стойкость, хорошую технологичность и низкую стоимость. И в самом деле графит служит конструктивной основой деталей и узлов реакторов на тепловых нейтронах. 10.8.2. Применение керметов в ядерной технике. Поскольку керме- ты — некая комбинация металлов и керамик, то их ядерные, физичес- кие, тепловые и механические свойства лежат между свойствами ме- таллов и керамик. Уровень того или иного свойства кермета зависит, Таблица 10.10. Ядерные, физические, тепловые и механические свойства неко Материал Макроскопи- ческое сече- ние поглоще- ния тепловых нейтронов, см2/см3 Т °C 1 пл» с Плотность, г/см3 теория эксперимент AI2O3 0,101 2020 3,96 3,79 ВеО 0,074 2520 3,03 2,86 MgO 0,0032 2780 3,58 3,58 ThO2 0,160 3220 10,0 9,61 UO2 0,165 2760 10,95 10,32 ZrOj 0,0057 2620 6,30 5,35 BejC 0,0010 2100-2150 2,44 2,16 SiC 0,0065 2200-2260 3,2 2,8 SiC-Si 0,0065 1450-1500 3,3 3,1 AI-AI2O3 0,147 1220-1380 2,68 2,50 UC—Ni 0,311 1200-1260 6,50 5,80 B«C - нержавею- 0 1500-1700 7,7 6,50 щая сталь 206
следовательно, от количественного соотношения в нем керамических и металлических компонентов. К примеру, теплопроводность керметов обычно ниже, чем металлов, но выше, чем керамик. В табл. 10.10 сравниваются ядерные, физические, тепловые и меха- нические свойства некоторых керамических материалов и керметов. Одно из наиболее вероятных применений керметов — топливные и управляющие элементы дисперсного типа. И те, и другие содержат набор конструкционных материалов. Топливные элементы дисперсного типа по сравнению с обычными твердыми гетерогенными твалами могут способствовать: 1) повыше- нию ресурса активной эоны за счет локализации области повреждений осколками деления в непосредственной близости от частиц дисперсно- го топлива, одновременно снижая до минимума повреждение конструк- ционного матрюного металла; 2) расширению выбора ядерного горю- чего за счет использования металлургически несовместимых видов ке- рамического тонлива и метаялов-раэбавктелей и получению таких фи- зических, тепловых и механических свойств, какие ие достижимы в обычных твэлах [34—36]. Поскольку дисперсные твэлы - это элементы с гетерогенным рас- пределением топлива (UOj, UC или РиО2), состоящие из топливного компонента (фазы), дисперсно распределенного в сплошной матрице из конструкционного (неделящегося) материала (Zr, Al, Be или не- ржавеющей стали), то можно разбавлять высокообогащенное по 23 SU топливо иеделящимся материалом (матрицей). Таким образом, при использовании керамического обогащенного уранового топлива неде- лящийся компонент твзла (матрица из металла или сплава) должен выполнять чисто конструктивную роль. Чтобы снизить до минимума торых керамик керметов Т еплопроводность, ДжДсм • с • °C) Удельная теплоем- КОСТЬ, о 10" Дж/(г- С)‘° 20°С °" в/°с, юоо °с Е, 103 МПа, 20°С Ов, МПа 100 °C 600 °C 1200 °C 20 °C 1000 °C 0,288 0,087 0,054 0,79 7,5 352 247 135 2,09 0,447 0,163 1,04 8,5 247 196 7 0,342 0,108 0,058 0,92 13 82 13,5 14,7 0,083 0,033 0,030 0,24 9,0 34 — — 0,117 0,042 — 0,24 11,2 171 34 — 0,016 0,016 0,021 0,58 7,2 247 123 — 0,234 0,200 0,158 — 10,8 308 127 120 0,340 0,209 — 0,60 4,5 308 13 13,5 2,09 — 0,209 0,083 3,5 340 67 135 0,167 — — — 5,85 320 267 165 0,340 — — — 4,7 384 617 274 0,167 0,188 0,209 0,50 18,0 192 490 265 207
радиащюнное повреждение и обеспечить механическую прочность и пластичность металла-разбавителя, его объем в твэле должен преобла- дать и он должен выполнять роль и матрицы, и конструкционного мате- риала. Анализ длины пробега осколков деления в топливе и доли этих ос- колков, покинувших частицы UO2, показывает, что для того, чтобы реализовать преимущества, заложенные в идее дисперсного твэла, не- обходимо соблюдение следующих условий: 1) размер дисперсных топ- ливных частиц должен быть значительно больше длины пробега оскол- ков деления; 2) распределение дисперсных частиц в металлической матрице должно быть равномерным; 3) плотность делящегося ком- понента по урану (концентрация в нем урана) должна быть высокой; 4) объемная доля металлической матрицы в дисперсном твэле должна быть как можно большей. Правильный выбор размера дисперсных час- тиц, достижение высокой степени равномерности их распределения, концентрации делящегося элемента в частицах и максимально боль- шой объемной доли металлической матрицы позволят снизить до мини- мума радиационное повреждение твэла осколками деления. Однако при эксплуатации дисперсных твэлов в реакторе, вероятно, будет трудно сохранять однородность их физических, тепловых и меха- нических свойств, в частности конструктивной прочности и пластичнос- ти, радиационной и коррозионной стойкости. Известны следующие управляющие элементы дисперсного типа: 1) в виде твэлов энергетических и особенно кипящих реакторов с UO2 и оболочками из циркалоя, с вставленными в них дисперсными выгорающими поглотителями В2 03, GdO3 или Еи2 03; 2) в виде стержней управления с поглотителями нейтронов, напри- мер В4С или HfC, дисперсно распределенных в матрице из нержавею- щей стали. Перечисленные здесь элементы: В, Gd, Eu, Hf имеют большое сече- ние поглощения нейтронов. Выгорающие поглотители призваны вырав- нивать распределение нейтронного потока (тем самым и мощность ре- актора), а стержни управления предназначены для регулирования реак- тивности. Оба вида элементов являются в определенной мере кермета- ми, в которых в роли матричной фазы выступает металл или сплав, яв- ляющийся одновременно и конструкционным материалом. 10.9. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ Конструкционные материалы призваны обеспечить достаточную ме- ханическую прочность, конструктивную компоновку и физико-хими- ческую защиту основных узлов реактора и атомной станции в целом. Поэтому вопросы радиационной стойкости конструкционных материа- лов приобретают все более важное значение при разработке реакторов. Помимо всех тех материаловедческих проблем, которые характерны и для обычных энергетических станций, при работе АЭС возникают и не- которые специфические: радиационное распухание, радиационная ползу- честь. изменение физико-механических свойств конструкционных ма- 208
териалов в результате интенсивного облучения нейтронами, а также проблема радиоактивного загрязнения. Радиационные условия, в которых могут оказаться конструкционные материалы в реакторе, обычно предсказать трудно, влияние длительно- го облучения на материалы часто можно определить лишь опытным пу- тем во время работы реактора. Для максимального повышения надеж- ности и безопасности работы АЭС разработаны жесткие стандарты и правила конструирования и эксплуатации оборудования АЭС и контро- ля за ним. Наша задача - проанализировать и обсудить эффекты радиационного воздействия на металлы, сплавы, керамики и керметы, т.е. все те реак- торные конструкционные материалы, которые были рассмотрены в на- стоящей главе. Основными радиационными эффектами в конструкци- онных материалах являются радиационные ползучесть и распухание. 10.9.1. Металлы, их соединения и сплавы в условиях радиадаи. Рас- смотрим влияние облучения прежде всего на: 1) бериллий и его соеди- нения, 2) магний, его сплавы и соединения, 3) алюминий, его сплавы и соединения, 4) цирконий, его сплавы и соединения и 5) аустенитные нержавеющие стали и никелевые сплавы. Влияние облучения на бериллий и его соединения. Бериллий и ВеО используют в качестве материалов отражателей и замедлителей в тепло- вых и быстрых, главным образом исследовательских, реакторах. Для металлического бериллия или оксвда ВеО, длительное время работаю- щих в качестве отражателей быстрых исследовательских реакторов, характерными эффектами являются размерная нестабильность и гелие- вое охрупчивание. Размерная нестабильность и образование пор в бериллии и ВеО обус- ловлены следующими реакциями на быстрых нейтронах: ’Be + *п -* ’Не + ‘Не; 0,81 с ‘Не------► ‘Li + Je + у. Сторона бериллиевого отражателя, обращенная к активной зоне, бу- дет подвергаться воздействию большего флюенса быстрых нейтронов, чем наружная, и, следовательно, будет больше распухать. В итоге отра- жатель из Be или ВеО будет искривляться. Таким образом, причиной размерной нестабильности отражателя из Be или ВеО является неод- нородность потока быстрых нейтронов в нем и неоднородность генера- ции’Не и‘Li. Помимо размерной нестабильности генерация гелия в Be в соответ- ствии с (10.7) приводит к радиационному распуханию и гелиевому ох- рупчиванию. Радиационное распухание Be можно определить как увели- чение объема или уменьшение платности: А V/ V =—Др/р = А [¥>г/(¥>Оо]" ехр(-0/Л7’), (10.8) где и (<pt)0 - текущее и эталонное (пороговое) значения флюенса быстрых нейтронов; А и п — константы; Q — энергия активации; R — 209
Рис. 10.21. Радиационное распухание бериллия. Доэовая зависимость распуха- ния ДГ/ V = 0,5835 (М>Г) °’93 1021 10гг 10гз Флюенс (Е > 1 МэВ) нейтр./см2 универсальная газовая постоянная; Т — температура облучения образ- ца. В частном случае, при постоянстве уровня мощности исследователь- ского реактора температура облучения практически также постоянна и (10.8) переходит в уравнение ДК/К = A h>//G>Ool", (10.8а) где Aj = A exp(~Q/RT) также константа. Представленные на рис. 10.21 данные по радиационному распуханию Be (или ВеО) в испытательном реакторе ATR удовлетворяют уравнению (10.8) [37,38]. Пластичность облученного в реакторе ATR бериллия падает практи- чески до нуля уже при относительно невысоких флюенсах нейтронов (1—4) • 1021 нейтр/см2, Е > 1 МэВ. Это так называемое гелиевое охруп- чивание, обусловленное, главным образом, гелием, захваченным пора- ми и пузырями в отражателе. Таким образом, конструкция, ресурс работы и механизм разруше- ния отражателя из Be или ВеО, вероятнее всего, определяются размер- ной нестабильностью, радиационным распуханием и гелиевым охруп- чиванием отражателя под действием облучения быстрыми нейтронами. Влияние облучения на магний, его сплавы и соединения. Магний, его сплавы и соединения в условиях газоохлаждаемых реакторов невысо- ких параметров демонстрируют сравнительно хорошую радиационную стойкость. Никаких существенных радиационных эффектов - распуха- ния, радиационной ползучести, изменения прочности и пластичности — в этих материалах не наблюдается вплоть до флюенсов 1021 нейтр./см2 [39,40]. Послерадиационные исследования топливных сборок реактора Calder Hah со всей очевидностью указывают на отсутствие сколько-нибудь значительного повышения скорости взаимодействия магния с теплоно- сителем активной зоны СО2 при повышенных температурах (ниже 500 °C). Возможно, это связано с малой энергонапряженностью и не- высокой рабочей температурой этого реактора. Влияние облучения на алюминий, его сплавы н соединения. Радиацион- ные эффекты в этих материалах относительно слабы. При испытаниях в высокопоточных исследовательских реакторах никаких радикальных 210
Рис. 10.22. Влияние облучения на предел прочности и предел текучести алюминиево- го сплава 1100 10 - 0 ________#ра6и____________। ~i I J l I .. J 0,8 1,6 2,4- 3,2 ¥,0 *,8 Флюенс (Е>1 МэВ), 10zz нейтр./см2 Рис. 10.23. Влияние облучения на пластичность сплава 1100 изменений механических свойств или размерной нестабильности AI и других материалов на его основе не наблюдалось. Из реактора MTR после 18 лет работы при 70 °C была извлечена плас- тина из сплава алюминия 1100, из которой были изготовлены образцы для испытаний. За время работы флюенс быстрых нейтронов составил 5,6-1022 нейтр./см2, Е > 1,0 МэВ, а тепловых - 6,5-1022 нейтр./см2. Результаты испытаний показали, что некоторые изменения механичес- ких свойств и объема сплава имеют место, однако материал сохранил достаточную пластичность (удлинение или поперечное сужение) для обеспечения работоспособности реакторного оборудования. На рис. 10.22 и 10.23 представлены характерные для сплава 1100 доз- ные зависимости прочностных и пластических свойств. Зависимость из- менения объема или плотности сплава 1100 от флюенса быстрых нейтро- нов в сопоставлении с данными для сплава 6061 показана на рис. 10.24, а [41, 42], а на рис. 10.24, б приведены аналогичные зависи- мости для А1 высокой чистоты и его сплавов. На рис. 10.25 сравнивают- ся длительные прочности облученного и необлученного сплава 1100; из рисунка видно, что длительная прочность облученного сплава доволь- но высокая, что обусловлено эффектом радиационного упрочнения ма- териала. Подобно тому, как неоднородность потоков быстрых и тепловых нейтронов приводит к искривлению бериллиевых отражателей в реакто- рах, зти же факторы вызывают раздутие и искривление алюминиевых конструкций активной зоны, например топливных сборок или ампул с охлаждаемыми образцами, т.е. конструкций значительной длины. Так, ампула из сплава 1100 (или 6061), охлаждаемая проточной водой при 50 С, была облучена тепловыми и быстрыми нейтронами др флюенсов (3-4) 1022 нейтр/см2. Первоначально прямое изделие после длитель- ного облучения в реакторе изогнулось и приобрело бананообразиую форму. Исследование показало, что распределение потока быстрых нейтронов вдоль изделия по форме повторяет измеренный прогиб. По данным трансмиссионной электронной микроскопии, распределение 211
Рис 10.24. Влияние облучения на распухание алюминиевого сплава 1100, облучен- ного в реакторе MTR, в сравнении с распуханием сплава 6061 (а) и на распухание А1 и его сплавов при 50- 60 °C (б) Рис. 10.25. Влияние облучения на длитель- ную прочность алюминиевого сплава 1100 Реактор H1IR, флюенс (0,7- 11) х х 1022 нейтр./см2 (Е>0,1 МэВ) • 1 — послерсакторныс испытания; 2 - дореакторные испытания (Тисп: О - 50 °C; □ - 100°С; А- 150°С) пор и образование за счет трансмутаций кремния вдоль изделия были также неравномерны [43-45]. В итоге радиационное распухание за счет образования пор растет с ростом флюенса быстрых нейтронов и ста- новится наибольшим вблизи плоскости максимального значения потока быстрых нейтронов. На рис. 10.26 показаны профили распределения радиационного распухания по длине для двух сторон изделия из спла- ва 1100, а на рис. 10.27 - зависимость распухания от флюенса быстрых нейтронов. Наличие или отсутствие защитной окисной пленки на изде- лии на распухание почти не влияет [43-45]. Основной вклад в образо- вание кремния дают реакции 27А1 + * л -* 2 8 А1 + у; 2,3 мин 28А1--------► 28Si + ° (Ю.9) е. 212
Рис. 10.26. Распределение радиационного распухания по длине кожуха из спла- ва 1100 на дальней (кривая /) и ближней (2) к активной зоне реактора сторонах Р и с. 10.27. Зависимость распухания сплава 1100 от флюенса быстрых нейтронов для дальней (кривая /) и ближней (2) к активной зоне реактора сторон Помимо кремния по реакциям типа (и, р) и (и, а) в А1 образуются так- же Н и Не, вносящие основной вклад в радиационное распухание ма- териала. Влияние облучения на цирконий и его сплавы. Известно, что цирко- ниевые сплавы — основной конструкционный и оболочечный материал легководных и тяжеловодных реакторов, причем циркалой-2 предназна- чен для работы в кипящих и тяжеловодных реакторах, а циркалой-4 — в энергетических водяных реакторах (см. п. 10.6.3). Поведение и свой- ства этих сплавов очень схожи, за исключением коррозионной стойкос- ти в воде при высокой температуре: циркалой-4 поглощает водород в меньших количествах, чем циркалой-2. По мере облучения и роста со- держания Н и Не | реакциям (п, р) и (п, а) | механические свойства сплавов типа циркалой слегка ухудшаются вследствие образования гид- ридов и развития охрупчивания. Наблюдается небольшое распухание, но совершенно отсутствуют радиационный рост и ползучесть. В литературе предложены уравнения для радиационной ползучести конструкционных материалов. В [46] на основе экспериментальных данных получены экспоненциальные и степенные уравнения ползучес- ти конструкционных материалов для относительно высоких напряже- ний и температур: е = [Л(1-е-^/(^)о)еа/СТо +5а^]е-^ЛГ; (10.10) ё= еа/а°-^)о + ^ L (^)о e-Q/RT (10.11) и для относительно низких напряжений и температур: с = [С(1 —е“*’'/(^)о)(а/ао)" + Па^]е-<?/ЛГ; (10.12) 213
CJP -p/Wt (0)o (а/а0)л + Dop e QlRT, (10.13) где p — поток нейтронов; Г — время, (<p()0 — эталонный (пороговый) флюенс нейтронов; а — напряжение; а0 — модуль ползучести материа- ла; п — константа ползучести; А, В, С и D — постоянные; значения Q, Л и Г определены ранее. В экспоненциальном уравнении (10.11) и степенном (10.13) первые члены в скобках представляют собой скорости радиационной ползу- чести и деформации роста (для сплавов циркония) или скорости ра- диационной ползучести и деформации за счет распухания (для нержа- веющих сталей и никелевых сплавов) при флюенсе нейтронов pt и при- ложенном напряжении а; вторые члены выражают взаимодействие и связь между интенсивностью потока нейтронов и приложенным напря- жением. Деформация и скорость радиационной ползучести изменяются с температурой облучения по закону Аррениуса. На рис. 10.28 представлены зависимости тангенциального радиацион- ного роста и деформации ползучести от длительности облучения холод- нотянутых на 20% трубчатых образцов из циркалоя-4 при температу- ре облучения 300 °C, а на рис. 10.29 - зависимости деформации ползу- чести и радиального радиационного роста от длительности облучения холоднотянутых на 20% трубчатых образцов из циркалоя-2 при 263 °C; в обоих случаях экспериментальные данные хорошо укладываются на кривые зависимостей, рассчитанные по (10.10) и (10.12) [46, 47] со- ответственно. Рис. 10.28. Кривые радиационной ползучести холоднотянутого на 20% сплава цир- калой-4 (трубчатые образцы, облучение при 300 °C, экспоненциаль