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, экспоненциальный закон пол- зучести). Поток быстрых нейтронов (Е >0,1 МэВ) 1,5.10*9 рейтр./(см2-с), тепло- вых - 5 10*7 нейтр./ (см2 с) Напряжение в образцах указано у кривых Рис. 10.29. Кривые радиационной ползучести холоднодеформированного на 20% сплава циркалой-2 (трубчатые образцы, облучение при 263 °C, степенной закон ползу- чести) : 1 — поток быстрых нейтронов (Е > 1,0 МэВ) 2,9’ 10 нейтр./ (см -с); 2 — по- ток тепловых нейтронов 1,4-1013 — 1,7-101* нейтр./(см -с). Цифры у кривых — напряжение 214
Рис. 10.30. Влияние облучения на предел текучести стали 304 при различных тем- пературах облучения Рис. 10.31. Влияние облучения на пластичность нержавеющей стали 304, облучен- ной при разигаых температурах I—I-1_I_i I 1 i 0 123^5678 Флюенс (E>0,1 МэВ) 1022 нейтр./см2 ’ Влияние облучемкя на аустеяитиые нержиноцк стали и никелевые сплавы. Облучение аустенитных нержавеющих сталей и никелевых спла- вов — конструкционных материалов быстрых реакторов-размножите- лей, в том числе с жидкометаллическим теплоносителем, — вызывает изменение их механических свойств, радиационное распухание и радиа- ционную ползучесть. Эти эффекты оказывают сильное влияние на кон- струкцию реактора, режим и безопасность работ с реакторными мате- риалами и оборудованием. Что касается механических свойств аустенитных нержавеющих ста- лей (см. § 10.7), то на рис. 10.30 и 10.31 приведены данные по влия- нию облучения на пределы текучести и удлинения сталей 304 и 316, об- лученных быстрыми нейтронами примерно до флюенса 5•10а 2 нейтр./см2, Е > 0,1 МэВ и испытанных при указанных на рисунках температурах об- лучения [48—50]. Как видно, повышение предела текучести (и предела прочности) и снижение пластичности сильно зависят от флюенса нейтро- нов и температуры облучения. На рис. 10.32 сравниваются дозные зави- симости тангенциальной деформации ползучести и деформации за счет распухания холоднодеформированной на 20% нержавеющей стали 304 (температура облучения указана на рисунке), а на рис. 10.33 показана зависимость изменения тангенциального напряжения ползучести, на- пряжений роста и распухания холоднодеформированной на 30% не- ржавеющей стали 316 от температуры и длительности облучения. Сплош- ные кривые на обоих рисунках — экспоненциальные зависимости [46]. Температурные и дозные зависимости распухания аустенизированных (отожженных) нержавеющих сталей 304 и 316 показаны на рис. 10.34. При повышении температуры распухание вначале достигает максиму- ма, затем падает до очень низких значений, вновь достигает максимума и затем вновь спадает. Высота максимума, по-видимому, зависит от флюенса нейтронов. Влияние облучения на никелевые сплавы (см. § 10.7), по-видимо- му, аналогично его влиянию ца металлический никель, так же как сход- но по характеру влияние облучения на алюминий и на его сплавы (см. 215
Рис. 10.32. Влияние облучения на окружную деформацию при распухании Ы/1 и ползучести е нержавеющей стали 304SS (облучение в реакторе EBR-II) Рис. 10.33. Зависимость напряжения при ползучести Тп и распухании а от време ни облучения стали 316SS с 30% холодной деформации в реакторе EBR-I1. Цифры у кривых - температура испытания ЧОО 500 600 700 800 Температура облучения °C Рис. 10.34. Температурные зависимости распухания сталей: □ - флюенс (0,75 - 1,25) х х 10” нейгр./см2, Е > 0,1 МэВ, сталь 3O4SS; О - (1,8-3)-1022 нейтр./см2, Е > 0,1 МэВ, сталь 3O4SS; Л - (3,1 — 5,1) -1022 нейгр./см2, £’>0,1 МэВ, сталь 316 SS § 10.9, рис. 10.24 [3]). На рис. 10.35 показано распухание Ni и никеле- вых сплавов [51]. При флюенсе быстрых нейтронов 5 102 0 нейтр,/см2 вблизи 500 °C наблюдается максимум распухания. При данном флюен- се нейтронов распухание никеля и сплавов на его основе оказывается сильно зависящим от температуры и зависимость, представленная на рис. 10.35, является типичной температурной зависимостью изменения объема материала, облучаемого быстрыми нейтронами. Обычно образо- вание пор и распухание никеля (ГЦК-решетка) наблюдается в диапазо- не температур приблизительно от 250 до 650 °C (0,30-0,55 Гпл). На рис. 10.36 [51] сравниваются зависимости радиационного рас- пухания некоторых чистых металлов от гомологической температуры. Видно, что, во-первых, металлы с ОЦК-решеткой (Nb, Мо, Zr, Та) об- ладают высокой стойкостью против радиационного распухания и, во-вторых, никель (ГЦК-решетка), входящий в аустенитные нержа- веющие стали и никелевые сплавы, оказывается весьма склонным к радиационному распуханию. В результате ядерных реакций (и, а) меж- ду быстрыми нейтронами и ядрами элементов — компонентов спла- вов — в последних происходит накопление Не, влияющего на процесс радиационного распухания. В качестве примеров реакций упомянуто- 216
Рис. 10.35. Температурная зависимость распухания Ni. Флюенс нейтронов 5х х 102 0 нейтр./см2 (Е > 0,1 МэВ), нормализованный к 5 • 1019 нейтр./см2 Рис. 10.36. Зависимость распухания чистых металлов от гомологической темпе- ратуры облучения. Флюенс нейтронов 3-1021 нейтр./см2 (Е > 0,1 МэВ), Гобл = = 450 °C 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,5 Гомологическая температура. го типа приведем следующие [52]: s8Ni(n, у)59Ni(п, a)s6Fe; s4Fe(n, y)5SFe(«, a) 52Cr; 50Сг(и, у)5 *Сг(и, a)48Ti; 27А1(и, у)28 Al(n, a) 25Na. Вообще, радиационная стойкость чистых металлов и их сплавов ни- же стойкости керамических оксидов металлов — ВеО, MgO, А12О3, ZrO2, FeO и т.п. 10.9.2 . Керамические материалы и керметы в условиях нейггронно- го облучения. Керамические материалы и керметы, применяемые в реак- торостроении, уже рассматривались в пп. 10.8.1 и 10.8.2. Из них осо- бый интерес представляют ВеО, А12О3, MgO, ZrO2, Al—А12О3 и B4C — нержавеющая сталь. Немногочисленные экспериментальные данные и опыт эксплуатации реакторов указывают на то, что керамики и керме- ты, работающие в нейтронных полях ядерных реакторов, более ста- бильны, чем металлы и сплавы. Радиационные эффекты, особенно ра- диационное распухание и радиационная ползучесть, в керамиках и кер- метах проявляются слабее, чем в металлах и сплавах. Поэтому при про- ектировании реактора экспериментальные данные по воздействию об- лучения на металлические материалы (см. рис. 10.21 - 10.36 и др.) мож- но с уверенностью использовать и для керамики, и для керметов. 10.10. ЗАКОНОМЕРНОСТИ КОРРОЗИИ И КОМБИНАЦИЯ КОРРОЗИОННОГО И УСТАЛОСТНОГО РАСТРЕСКИВАНИЯ Процессы коррозии конструкционных материалов, работающих в ядерных реакторах, более или менее интенсивно протекают всегда. Ки- нетику коррозионного окисления большинства конструкционных ма- териалов, в частности металлов и сплавов, можно представить парабо- лической зависимостью между потерей массы на единицу поверхнос- 217
Длительность 8ыВержки,с$г Рис. 10.37. Кривые коррозии Zr в воде при атмосферном давлении и различных температурах ти W и длительностью коррозионного воздействия t при температуре окружающей среды Т: И*2 = gt e*p(-Q/RT) = got, (10.14) где g0 ~ gexp(—Q/RT) — константа скорости коррозии (окисления); g — размерная постоянная скорости коррозии; Q — энергия активации процесса; R — газовая постоянная. Если температура коррозионной среды, например теплоносителя, ме- няется с изменением скорости окисления, уравнение (10.14) принима- ет вид W2/t = g exp(-Q/RT). (10.15) Уравнение (10.14) в общем виде выражается степенной функцией Wn = g t exp (-Q/RT), (10.16) где и > 2. При л = 2 уравнение (10.16) переходит в параболический за- кон скорости коррозии (10.14). Для иллюстрации степенной зависимости скорости коррозии мате- риалов на рис. 10.37 представлены типичные кривые водной коррозии труб из чистого циркония при различных температурах. При сравнитель- но низкой температуре (260 °C) зависимость W от времени носит пара- болический характер. С повышением температуры наклон коррозион- ных кривых растет в соответствии со степенным законом и при темпе- ратуре 360 °C кривая разбивается на две части с двумя различными видами коррозионного взаимодействия циркония с водой. Изменение скорости коррозии в точке разбиения называется коррозионным сры- вом, который имеет место при достижении критической температуры и критической толщины окисной пленки и при наличии такой примеси, как азот. Вообще, скорость коррозии конструкционных материалов в усло- виях ядерного реактора зависит прежде всего от длительности работы, рабочей температуры, вида коррозионной среды и примесей в ней и ра- диационной обстановки (интенсивности излучения), стимулирующей процессы коррозии. При наложении циклических нагрузок, обуслов- ленных кинетикой работы реактора, происходит комбинированное по- 218
вреждение конструкционных материалов по механизмам коррозионно- го растрескивания под напряжением и усталостного разрушения. По- этому коррозия и цикличность напряжений в конструкциях АЭС — это более серьезные проблемы, чем проблемы, возникающие в случае обыч- ных тепловых электростанций. 10.11. КОРРОЗИЯ РЕАКТОРНЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ Несмотря на то что в эту категорию материалов входят металлы, ке- рамики и керметы, практический интерес вызывают и прежде всего будут рассмотрены коррозионные эффекты в металлах и сплавах. Про- цессы коррозии керамических материалов и керметов обычно протека- ют намного более вяло, чем у металлов. Процесс коррозии включает в себя: 1) окислительную (главную) коррозию и 2) радиационную (второстепенную) коррозию, однако по- следняя может повысить скорость первой. 10.11.1. Коррозия бериллия. Бериллий легко окисляется на возду- хе или в загрязненной воде. Образование оксидов на нем значительно облегчается с приближением к активной зоне реактора. Пленка из оки- си бериллия ВеО превосходно защищает металл при температурах до примерно 650 °C. Он обладает хорошей коррозионной стойкостью в Не и СО2, используемых как теплоносители в газоохлаждаемых реакто- рах, а также в жидких металлах (Na или NaK), применяемых в быст- рых реакторах-размножителях. В реакторах упомянутых двух типов бе- риллий или его оксид используются также как конструкционный ма- териал и отражатель нейтронов. 10.11.2. Коррозия магния и его сплавов. Как уже отмечалось, сплавы магния, например магнокс А-12, являются основным конструкцион- ным материалом газоохлаждаемых реакторов с графитовым замедлите- лем типа реактора Calder Hall Эти сплавы обладают хорошей коррози- онной стойкостью в СО2 при температурах до 400 °C [13, 14]. При бо- лее высоких температурах защитная окисная пленка на поверхности начинает растрескиваться и разрушаться, что ведет к резкому повыше- нию скорости коррозии. Небольшие добавки Be, как в сплаве магнокс А-12, повышают коррозионную стойкость магниевых спла- вов. Сплавы типа магнокс очень хорошо совместимы с урановым топ- ливом и теплоносителем СО2, применяемыми в английских газоохлаж- даемых реакторах. Коррозионная стойкость магния и его сплавов в воде и водяном па- ре невелика. Присутствие незначительного количества водяного пара в СО2 способно увеличить скорость коррозии материала оболочек твэ- лов из сплавов магния. 10.11.3. Коррозия алюминия и его сплавов. Алюминий и сплавы на его основе, являющиеся конструкционным материалом оболочек твэлов и других узлов исследовательских и учебных реакторов на тепловых нейтронах, обладают высокой коррозионной стойкостью на воздухе, в чистой воде и водяном паре. Уран-алюминиевые твэлы (плоские или 219
изогнутые пластинчатого типа) после нескольких лет работы в реакто- рах практически не поддались коррозии. Причина высокой сопротивляемости А1 и его сплавов окислительной коррозии заключается в высоком химическом сродстве алюминия и кислорода и образовании благодаря этому защитной пленки из оксида А120з, плотно сцепленной с металлом и предохраняющей его от даль- нейшего взаимодействия со свободным кислородом, имеющимся в большинстве водных сред. При температурах до 220 °C алюминий корродирует в водяном тепло- носителе равномерно. При более высоких температурах в результате радиолиза воды и коррозионных реакций Н2О - Н + ОН; 2А1 + ЗОН -+ А12О3 + ЗН; (10.17) Н + ЗН -* 2Н2 образуется атомарный водород, который, проникнув в металл, превра- щается в молекулярный. Это повышает скорость образования продук- тов коррозии и приводит к распространению газовых блистеров на по- верхности металла. На рис. 10.38 показаны типичные кривые коррозии плоских алюминиевых образцов, выдерживавшихся в воде при атмо- сферном давлении и различных температурах. При относительно низких температурах (220—250 °C) скорость коррозии невелика. Выше 400 °C скорость коррозии растет с температурой и длительностью выдержки и просматривается тенденция к коррозионному срыву, т.е. резкому возрастанию скорости окислительной коррозии. Однако добавка не- большого (около 1%) количества Ni повышает сопротивление водной коррозии при высоких температурах таких сплавов алюминия, как сплав 1100. 10.11.4. Коррозия циркония и его сплавов. Одна из главных причин того, что сплавы циркония выбраны в качестве основного конструкци- онного материала легководных и тяжеловодных реакторов, заключа- ется в их высокой коррозионной стойкости в воде. В § 10.6 уже гово- рилось, что сплавы циркалой-2 и циркалой-4 широко применяются как материалы оболочек твэлов кипящих реакторов и каналов охлажде- ния энергетических реакторов соответственно. Из циркалоя-2, кроме того, изготавливают трубы давления с урановым топливом для актив- ных зон тяжеловодных реакторов. Длительность выдержки, ч Рис. 10.38. Кривые коррозии А1 в воде при атмосферном давлении и различных температурах 220
Рис. 10.40. Кривые окислительной и радиационной коррозии алюминиевого спла- ва 6061 и циркалоя-2: о - сплав 6061, окислительная + радиационная коррозия; • - сплав 6061, толь- ко окислительная коррозия; л - циркалой-2, окислительная + радиационная кор- розия; V - циркалой-2, только окислительная коррозия Рис. 10.39. Зависимость скорости кор- розии циркалоя от времени и температуры Цирконий и его сплавы проявляют высокую коррозионную стойкость не только в воде, но и во многих средах, встречающихся в химичес- кой промышленности, например кислотных и щелочных. По сравнению с танталом цирконий практически не взаимодействует с довольно кон- центрированными (порядка 50%) соляной и азотной кислотами, едким натром и серной кислотой при температурах около 100 °C, характер- ных для технологии переработки топлива. Скорость коррозии циркония может резко возрасти в результате диффузии ионов кислорода по вакансионному механизму от поверх- ности раздела вода—оксид к поверхности раздела оксид—металл и диф- фузии водорода, образовавшегося в результате коррозионных реак- ций, сквозь слой оксида в металл с образованием гидрида циркония: Zr + 2Н2О -+ ZrO2 + 2Н2; (10.18) 2Zr + Н2 -* 2ZrH. (10.19) Как следствие этого происходит так называемый коррозионный срыв (см. рис. 10.37) — резкое повышение скорости коррозии вследствие изменения ее механизма. На рис. 1039 для сравнения приведены экспериментальные и теоре- тические (построенные в соответствии с параболическим законом кор- розии [53]) зависимости от времени и температуры скорости коррозии в воде сплава циркалой. Из рисунка видно, что скорость реакции кор- розионного окисления или суммарное количество кислорода, погло- щенного циркалоем-2 или циркалоем-4 [см. (10.18)], повышается с ростом температуры и длительности выдержки в воде. На рис. 10.40 показано влияние облучения на процесс коррозии алю- миниевого сплава 6061 и сплава циркалой-2. Разница в скоростях кор- 221
розии материалов в облученном и необлученном состояниях дает ско- рость радиационной коррозии. Нейтронное облучение действительно заметно повышает скорость коррозии металлов и сплавов. 10.11.5. Коррозия аустенитных нержавеющих сталей и сплавов ни- келя. Этот класс материалов широко применяется в быстрых реакто- рах-размножителях, в том числе с жидкометаллическими теплоносите- лями. И стали, и никелевые сплавы проявляют высокую коррозион- ную стойкость в жидких металлах Na, NaK и др. Эта их способность обусловлена присутствием в материалах хрома и никеля (как леги- рующих элементов или как основы) [54]. Причина коррозионной стойкости аустенитных нержавеющих ста- лей — в образовании нерастворимой защитной окисной пленки, равно- мерно покрывающей поверхность металлов. При высокой температуре нержавеющие стали начинают поддаваться коррозионному воздейст- вию теплоносителя и способы подавления этой склонности сталей ока- зываются неэффективными (см. п. 10.7.1). В быстрых реакторах с жидкометаллическими теплоносителями не- ржавеющие стали — материал оболочек твэлов, систем трубопроводов и других конструкций и оборудования — обычно находятся в контак- те с теплоносителем Na или NaK. При температурах выше 650 °C и дос- таточно продолжительном времени принудительной циркуляции тепло- носителя происходит значительный массоперенос (или потеря массы) и ухудшение коррозионных свойств нержавеющей стали. Поэтому рабо- чую температуру оболочек твэлов, систем трубопроводов и другого оборудования из нержавеющих сталей, находящихся в контакте с Na, выбирают ниже 650 °C. При температурах ниже 540 °C в материалах, контактирующих с Na, наблюдается явление обезуглероживания ферритных сталей и науглеро- живания аустенитных нержавеющих сталей. Следовательно, реакторные системы, содержащие и углеродистые, и нержавеющие стали, необходи- мо проектировать так, чтобы избежать переноса углерода между сталя- ми этих двух типов при относительно низких температурах. В качестве альтернативы нержавеющей стали для работы при более высоких тем- пературах рассматриваются сплавы на основе ниобия, никеля, титана и ванадия. Таким образом может быть ослаблен эффект коррозионного воздействия на конструкционные материалы. Присутствие в натрии кислорода в виде окислов неизменно повы- шает скорость коррозии нержавеющей стали, поэтому необходимо пред- принимать определенные меры для поддержания концентрации кисло- рода в натрии на очень низком уровне. Обычно системы, изготавлива- емые из нержавеющих сталей, включают в себя так называемые холод- ные ловушки — устройства, которые помещают в байпасной части ос- новного контура теплоносителя. Температура в них поддерживается ниже, чем в основном контуре (на уровене около 150 °C). Поскольку растворимость оксида натрия в Na при низких температурах очень низ- ка, в ловушке он выпадает в осадок и время от времени удаляется из нее. Тем самым практически устраняется причина окислительной кор- розии нержавеющей стали. 222
Что касается никелевых сплавов, то, к примеру, сплав инконель-800, примененный в реакторе FFTF (Fust Flux Test Facility), обладает хо- рошей жаропрочностью и превосходной коррозионной стойкостью. 10.11.6. Коррозионное и термоусталостное растрескивание. Корро- зионное растрескивание есть следствие коррозионного воздействия теп- лоносителей на находящиеся в напряженном состоянии оболочки твэ- лов, трубопроводы и другие компоненты и системы ядерного реактора в процессе его длительной работы. Причиной такого вида коррозион- ного воздействий могут явиться напряжения микроструктурного, меж- зеренного и макроскопического характера. Опыт эксплуатации реакторов свидетельствует, что коррозионное растрескивание иногда происходит в области концевых деталей твэлов, в системах трубопроводов с теплоносителями, в местах сопряжения трубопроводов с корпусом реактора, в сварных соединениях. Разви- тие и распространение процесса коррозионного растрескивания приво- дит к нарушению герметичности твэлов, трубопроводов, сварных со- единений и других конструкций и узлов реактора. Нарушение целостности различных компонентов реактора может про- изойти не только в результате коррозионного, но и термоусталостного растрескивания, обычно обусловленного цикличностью термических напряжений, возникающих в материалах в реальных условиях работы реактора. В итоге сочетание процессов коррозионного и термоусталостного растрескивания с вибрацией, возникающей от движения теплоносите- ля, приводит к нарушению герметичности или даже разрушению кон- струкций реактора — оболочек твэлов, трубопроводов, мест их сопря- жения с корпусом, сварных соединений и крепежных деталей. 10.12. ЗАКЛЮЧЕНИЕ Конструкционные материалы ядерных реакторов обеспечивают меха- ническую прочность, компоновку и физико-химическую защиту от кор- розии, диффузии и тд. основного оборудования реактора, а также АЭС в целом. Хотя понятие ’’конструкционные материалы” включает в себя металлы и их сплавы, керамики и керметы, наиболее широкое примене- ние в реакторостроении находят именно металлы и сплавы. Среди последних (см. табл. 10.1) Be, Mg, Al, Zr и сплавы на их осно- ве имеют низкие сечения поглощения тепловых нейтронов и потому впол- не пригодны для работы в исследовательских и энергетических реакто- рах на тепловых нейтронах. Относительно низкое сечение поглощения быстрых и большое — тепловых нейтронов у аустенитных нержавею- щих и мягких углеродистых сталей, а также у никелевых сплавов де- лает возможным и оправданным их применение в исследовательских и энергетических реакторах на быстрых нейтронах. Из нержавеющих и углеродистых сталей, кроме того, изготавливают корпуса и трубопроводы тепловых реакторов, т.е. оборудование, для которого сечение поглощения нейтронов не является определяющим. 223
Невысокая температура плавления магния и алюминия, как и их сплавов, не позволяет использовать их для работы в высокотемпера- турном реакторе, для чего вполне пригодны Be и Zr (и их сплавы). Ис- ходя из соображений экономики, распространенности элемента в при- роде, технологичности и безопасности для здоровья Be оказывается до- рогим, дефицитным, токсичным, хрупким и мало технологичным, а Zr и его сплавы — приемлемы по цене, доступны, не токсичны и впол- не технологичны. Большинство керамических конструкционных материалов являются химическими соединениями (двух или трех элементов) с высокой тем- пературой плавления (см. табл. 10.18), и именно это обстоятельство определяет их исключительно высокие жаропрочные и коррозионные свойства. Вместе с тем керамические материалы обычно хрупки и чув- ствительны к ударным нагрузкам, тепловым ударам, склонны к хруп- кому разрушению. Керметы — комбинации металлов и керамики, и их свойства зани- мают промежуточное положение между металлами и керамикой. Боль- шинство композитных материалов, используемых в конструкциях ядерных реакторов, — это керметы. Учет влияния облучения на конструкционные материалы очень ва- жен при проектировании реактора. Реакторные конструкционные мате- риалы должны не только удовлетворять всем требованиям, предъявля- емым к материалам обычных электростанций, но также противостоять радиационному распуханию, радиационной ползучести, изменению своих физических, тепловых и механических свойств в условиях интенсивно- го нейтронного облучения и радиоактивного загрязнения. Поскольку заранее знать реальные условия работы всех конструкций реактора и предсказать эффекты длительного воздействия облучения на материа- лы трудно, то их работоспособность следует определять эксперимен- тальным путем в работающих реакторах. Процесс коррозии материалов включает окислительную коррозию при наличии кислорода в той или иной среде и радиационную корро- зию в полях излучений. Определяющую роль играет окислительная кор- розия, скорость которой, однако, может увеличиваться при наличии радиационной. На скорость коррозии работающих в ядерном реакторе конструк- ционных материалов влияют: длительность выдержки, рабочая темпе- ратура, тип, состав теплоносителя и примесей и характеристики излу- чения. При совместном воздействии коррозионной среды и цикличес- ких термонапряжений при работе реактора наблюдается комбинация процессов коррозионного и термоусталостного растрескивания кон- струкционных материалов. Скорость коррозии (кинетика окислительной коррозии) большин- ства конструкционных материалов выражается параболической или степенной зависимостью между потерей массы W и времени выдерж- ки t при данной рабочей температуре Т. Выше некоторой критической температуры (360 °C для Zr в воде и 650 °C для нержавеющей стали в натрии) коррозионная кривая разделяется на два участка, наклон 224
которых определяется двумя различными механизмами окислительной коррозии. Повышение скорости коррозии при критической темпера- туре и критической толщине окисного слоя называют коррозионным срывом. Помимо действия термических, радиационных и механических на- грузок, конструкционные материалы подвергаются также воздейст- вию нейтронного облучения (проявляющегося в радиационном распуха- нии, радиационной ползучести, резком изменении физических, тепло- вых и механических свойств материалов) и коррозионной среды (вы- зывающей коррозионный срыв и коррозионное растрескивание в ком- бинации с термоусталостным). При разработке реактора и анализе без- опасности его работы сделать точный прогноз условий работы его кон- струкций и их целостности весьма непросто. Поэтому важное значение приобретает практическое испытание конструкций в реальных усло- виях и тщательный надзор за ними в процессе работы реакторов. ГЛАВА 11 МАТЕРИАЛЫ ЗАМЕДЛИТЕЛЯ, ОТРАЖАТЕЛЯ, БЛАНКЕТА И ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ 11.1. ВВЕДЕНИЕ Как было сказано выше, назначение замедлителя в реакторе на тепло- вых нейтронах — снизить скорость движения быстрых нейтронов деле- ния до уровня тепловых энергий. Назначение отражателя — препятствовать утечке нейтронов из активной зоны быстрого реактора. По существу одни и те же материалы используются для замедлителей и отражателей и к ядерным и теплофизическим свойствам этих материалов предъявляются одинаковые требования (см. гл. 3). Основное назначение бланкета — наработка новых ядерных топлив путем поглощения нейтронов сырьевым материалом (например, обеднен- ным или природным 2 3 8 U или 232 Th) в быстром реакторе-размножителе (см. гл. 3). Бланкет в быстром реакторе может частично выполнять функции отражателя, что позволяет сократить размер активной зоны. Материалами бланкета в УТР с дейтерий-тритиевым циклом служит 6 Li или Li2BeF4. Основное назначение теплоносителя — отводить тепло в исследователь- ском реакторе и отводить и утилизировать тепло в энергетическом реак- торе. Основные требования к теплоносителям и материалам теплоносите- лей для ядерных реакторов различных типов были приведены в гл. 3. Подобно таким конструкционным материалам, как Be, ВеО или гра- фит, которые могут одновременно выполнять функции замедлителя и отражателя в тепловом реакторе, теплоносители Н2 О или D2 О одновре- менно служат замедлителем и отражателем. Материалы, используемые в качестве замедлителя и отражателя для реакторов на тепловых нейтро- нах, должны обладать: 1) слабым поглощением нейтронов; 2) высокой степенью рассеяния нейтронов; 3) низким массовым числом (большая потеря энергии нейтроном при столкновении). 8 —Зак. 702 225
11.2. МАТЕРИАЛЫ ЗАМЕДЛИТЕЛЯ И ОТРАЖАТЕЛЯ В табл. 11.1-11.3 приведены физические и нейтронно-физические свойства основных замедляющих и отражающих реакторных материалов. Среди них обычная легкая (Н2 О) и тяжелая (D2 О) вода используется не только в качестве замедлителя и отражателя, но и теплоносителя. Исходя из экономических соображений и распространенности воды легкая вода широко используется как теплоноситель и рабочее тело в LWR. Бериллий и его оксид (см. § 10.3) используются в качестве замедляю- щих, отражающих и конструкционных материалов. Графит длительное время применяется как замедляющий, отражающий и конструкционный материал в газоохлаждаемых реакторах с графитовым замедлителем или высокотемпературны^ газоохлаждаемых реакторах. Первый ядерный реактор деления СР-1, построенный в 1942 г., был уран-графитовым (с использованием природного урана). Таблица И 1 Физические свойства основных замедляющих и отражающих реакторных материалов при комнатной температуре Материал Относи- тельная атомная (молеку- лярная) масса Плотность, г/см3 Число атомов (молекул) в 1 см3, ю24 Удельная теплоемкость Ср, (г • С) Теплопро- водность £, Дж/(см- С) Н2О 18 1.00 0,0334 4,18 5,48 10"3 D2O 20 1,10 0,0332 4,60 6,07 • 10-3 Be 9 1.84 1,1240 1.72 1,67 (спечен- ный порошок) ВеО 25 3,01 0,0720 1,21 2,05 С (графит) 12 1,70 0,855 0,71 1,26-2,09 (па- раллельно) 0,84-1,26 (пер- пендикулярно) Таблица 11.2. Нейтронно-физические свойства основных замедляющих и отражающих материалов в тепловой области Коэффи- Материал аа, б Os- б — Af 0Q , см-1 CM-1 циент диф- фузии D, см Длина диф- фузии L , см Н2О 0,66 103 0,022 3,45 0,17 2,76 D2O 0,0332 13,6 8,50(10-6) 0,45 0,85 100 Be 0,124 7,0 1,23 (10-4) 0,86 0,54 21,0 ВеО 0,072 6,8 7,30(10"*) 0,50 0,66 30,0 С (графит) 0,0855 4,8 3,20(10-4) 0,41 0,94 54,2 226
Таблица 11.3. Нейтронно-физические свойства основных замедляющих и отражающих материалов в надтепловой области Материал Логариф- мический декремент энергии £ Я,. см-1 = Лем2 ^ = т- 5 2 СМ гыи О t*’ £ * Н2О 0,927 1,425 62 8,3 31,4 39,7 D2O 0,510 0,177 4830 10,000 120,0 10 120 Be 0,207 0,1538 126 23,100 98,0 23,198 ВеО 0,172 0,122 158 90,000 100 90,100 С (графит) 0,158 0,083 216 2587 350 2937 11.3. ГРАФИТ Основными характеристиками графита, применяемого в тепловых реакторах, являются малое сечение поглощения нейтронов аа , большое сечение рассеяния нейтронов as и низкое массовое число, необходимое для хорошего замедления (см. табл. 11.1—11.3) [1-3]. Кроме того, графит обладает отличными теплофизическими характеристиками, хоро- шей механической прочностью при высоких температурах и относительно легко обрабатывается. Графит является потенциальным материалом для изготовления карбидных ядериых топлив, таких как UC; (U, Р)С, (U, Th)C. ’’Загрязненный” графит встречается в природе в больших количествах. Реакторный графит получают искусственно с помощью процесса графита- ции нефтяного кокса. Основными стадиями процесса являются: нагрева- ние кокса (или наполнителя) для удаления летучих газов; измельчение нагретого кокса и его смешивание с вяжущей смолой; продавливание смеси в брикеты с последующим их спеканием при температуре до 1500 °C в газопламенной печи для карбонизации смолы; увеличение объемной плотности продукта путем пропитки смолой в вакууме с после- дующим повторным спеканием; нагревание или графитация образован- ного продукта в электрической печи при 2700—3000 °C в течение несколь- ких дней. Физические, теплофизические и механические свойства конеч- ного продукта колеблются в зависимости от степени помола кокса, типа и количества смолы, применяемой для пропитки, температуры и про- должительности процесса графитации. 11.3.1. Физические, теплофизические и механические свойства. Графит обладает свойствами, которые выделяют его среди других замедляющих материалов. Реально физические, теплофизические и механические свой- ства реакторного графита сильно зависят от способа получения. Теорети- ческая плотность, равная 2,26 г/см3, достигается лишь в природном гра- фите. Плотность же искусственного графита находится в пределах 1,65-1,75 г/см3. Столь низкая плотность искусственного графита объяс- няется его пористостью. Графит — черный мягкий материал, являющийся аллотропической формой углерода. Он не плавится, но сублимируется 8’ 227
Таблица 11.4. Некоторые физические, тепловые и механические свойства продавленного н прессованного графита Свойства Продавленный Прессованный продольное направление поперечное направление продольное направление поперечное направление Плотность, г/см3 1,65 1,65 1,75 1,75 Теплопроводность, Дж/(см • с • °C) 1,72 1,30 2,09-1,26 1,26-0,84 Электрическое сопротив- ление, Ю"3 Ом • см 0,86 1,62 0,96 1,32 Коэффициент теплового расширения, 10-7/°С И 41 19 32 Прочность на сжатие, МПа 42,0 40,0 40,0 38,0 Прочность на растяжение, МПа 14,0 13,0 13,2 12,5 Прочность на изгиб, МПа 35,6 34,0 36,8 35,0 Модуль упругости, 102 МПа 128 56 98 65 Модуль жесткости, 102 МПа 50 22 40 23 при температуре около 3650 °C. Кристаллическая структура графита имеет гексагональную симметрию, иногда рассматриваемую как орто- ромбическую, и состоит из плоских слоев атомов углерода, расположен- ных параллельно друг другу. Атомы углерода внутри гексагонального слоя связаны между собой сильными связями, в то время как связи меж- ду слоями значительно слабее. Реакторный мелкозернистый графит готовят продавливанием или прессованием. В процессе продавливания частицы кокса стремятся рас- положиться в продольном направлении вдоль оси продавливания. Как правило, графит обладает более высокими тепло- и электропроводностью и большей механической прочностью в направлении оси продавливания. В ходе прессования наиболее длинные стороны частиц стремятся занять направление, перпендикулярное усилию прессования. Такой графит характеризуется более низкими отношениями тепло- и электропровод- ности и механической прочности вдоль и поперек зерен. Некоторые теплофизические и механические характеристики мелкозернистого продавленного и прессованного графита приведены в табл. 11.4. Из табл. 11.4 видно, что продавливание и прессование в значительной степени влияют на физические, теплофизические и механические свойства графита и в продольном (параллельно зернам) и в поперечном (перпен- дикулярно зернам) направлениях. Продавливание может привести к боль- шей анизотропии свойств, чем прессование. 113.2. Газоплотный графит и пиролитический углерод. Газоплотный графит — вид искусственного графита с низкой проницаемостью для газа. Пиролитический углерод или пироуглерод — это сильно ориентированная кристаллическая структура углерода (графита). И газоплотный графит, и пироуглерод пригодны для применения в качестве специального по- крытия или материала оболочки твэлов реакторов AGR и HTGR. Ма- 228
териал такого покрытия или оболочки твэла может выполнять функцию замедлителя, отражателя и конструкционного материала газоохлаждае- мого реактора типа Calder Hall, однако для этого его тепловые и меха- нические свойства должны быть заметно улучшены [4—7]. Для приготовления газоплотного графита чистый коммерческий графит первоначально пропитывают под высоким давлением углеродсодержащей жидкостью, такой как раствор сахара или фурфуроловый спирт. После пропитки графит нагревают до 1000°С для карбонизации жидкости, а за- тем подвергают дальнейшему нагреванию при более высокой температуре с целью графитации. По завершении процесса графитации газоплотный графит обладает не только малой проницаемостью для газов, но и большей прочностью на растяжение, изгиб и срез, чем до обработки. Газоплотный графит применяется в качестве материала оболочки твэлов AGR и тер- моизолятора между газовым теплоносителем и графитовым замедли- телем. Пироуглерод получают в виде отложений на нагретой поверхности тер- мическим разложением углеводородного газа, например метана СН4, бензола СбНб и тд., температура разложения находится в интервале 1500-2500 °C. Кристаллическая структура и реальная плотность пиро- углерода зависят от температуры образования отложений, качества углеводородного газа и других факторов. Полученный продукт может быть затем очищен при высоких температурах в процессе графитации. Так как пироуглерод имеет сильно ориентированную к {металлическую структуру, свойства материала в плоскости поверхности образования отложений близки свойствам металла с высокими теплопроводностью и прочностью на растяжение. В направлении, перпендикулярном поверх- ности образования отложений, свойства пироуглерода напоминают кера- мику с низкими значениями теплопроводности и прочности на растяже- ние. Даже тонкие спои пироуглерода практически непроницаемы для газов. Поэтому он находит свое применение там же, где и газоплотный графит. Кроме того, пироуглерод используется в качестве тонкого покрытия на частицах керамических топлив (U, ThXh или (U, Th)C для удержания газообразных продуктов распада в топливе. Пироуглерод применяется, например, как буферное и изотропное покрытие, так назы- ваемое покрытие BISO, в гвэлах реакторов HTGR. Так же как продавленный и прессованный графит, газоплотный гра- фит и пироуглерод проявляют зависимость свойств от направления изме- рения ввиду анизотропии, являющейся результатом выстраивания частиц кокса в процессе изготовления или графитации. Типичная зависимость теплопроводности в направлении, параллельном оси продавливания (продольное направление), от плотности реакторного и газоплотного ти- пов графита показана на рис. 11.1. Кривые отражают тенденцию повыше- ния теплопроводности с ростом плотности графита. 11.3.3. Зависимость теплопроводности и теплового расширения от тем- пературы. Зависимость теплопроводности реакторного графита и пиро- углерода от температуры представлена на рис. 11.2. Теплопроводность реакторного графита в продольном направлении уменьшается с ростом температуры иным образом, чем теплопроводность пироуглерода, кото- 229
2,5 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,3 Общая плотность, г/см^ Рис. 11.1. Зависимость теплопроводности реакторного (?) и газоплотного (2) гра- фитов (продольное направление, параллельное оси продавливания) от плотности Рис. 11.2. Зависимость теплопроводности пироуглерода (2) и реакторного графи- та параллельно (2) и перпендикулярно (5) оси продавливания от температуры рый в плоскости поверхности образования отложений ведет себя в боль- шей степени как металл, нежели керамика, и вследствие этого обладает относительно высокой теплопроводностью. Тепловое расширение реакторного графита и пироуглерода анизотроп- но. Рентгеноструктурные измерения показывают, что коэффициент тепло- вого расширения вдоль оси а кристаллической решетки отрицателен до 400 °C, в то время как коэффициент теплового расширения вдоль оси с положителен в интервале от 196 до 1118 °C. Из анализа эксперимен- тальных данных следует, что средняя конечная длина с учетом теплового удлинения L и коэффициент линейного теплового расширения а для про- мышленных блоков реакторного графита, имеющих нормальную плот- ность 1,75 г/см3 и начальную длину Lo в температурном интервале Т - То = 800 °C, описываются уравнениями: L = £о(1 + тТ + лГ2); (11.1) а = (L - L0)ILoT = т + пТ, (11-2) где т = 1,6 • 10"6, п = 1,6 10"9 для направления, параллельного оси про- давливания, и т = 3,4 • 10-6, п = 1,6 • 10"9 для перпендикулярного на- правления. Было сделано предположение, что изменение среднего коэффициента теплового расширения а с температурой для всех типов графита прибли- зительно одинаково [8]. На рис. 11.3 показана зависимость среднего коэффициента теплового расширения от температуры для двух совершен- но разных типов графита. Видно, что наклон кривых практически оди- наков. Изменение теплопроводности и теплового расширения в зависимости от температуры необходимо тщательно учитывать при оценке тепло- передачи и целостности конструкции замедлителя или отражателя в ядерном реакторе деления или синтеза или гибридном ядерном реакторе. 230
Конечная температура °C Рис. 11.3. Зависимость среднего коэффициента теплового расширения графита от температуры: 1 - из нефтяного кокса; 2 - пироуглерода из метана Рис. 11.4. Зависимость относительной теплопроводности графита (анизотропного, вырезанного параллельно оси продавливания) от температуры облучения и флюен- са тепловых нейтронов 11 .3.4. Воздействие облучения. Хотя нейтронное облучение повышает механическую прочность (особенно на сжатие), твердость и модуль упру- гости графита, наиболее важными факторами в отношении конструкции замедлителя и отражателя реактора являются: уменьшение теплопровод- ности при высоких температурах; изменение размеров и их нестабиль- ность; уменьшение пластичности; накопление энергии в графите. Наибольший эффект нейтронное облучение оказывает при относительно невысоких температурах (менее 200 °C). При флюенсе нейтронов по- рядка 10*9 - 1О20 нейтр./см2 теплопроводность графитовых образцов понижается в 40—50 раз. При более высоких температурах теплопровод- ность облученного графита постепенно восстанавливается ввиду радиа- ционного отжига. Степень восстановления теплопроводности в основном зависит от флюенса нейтронов и температуры облучения (радиационного отжига). На рис. 11.4 показана построенная на основе анализа экспери- ментальных данных зависимость теплопроводности реакторного графита в направлении, параллельном оси продавливания, от температуры облуче- ния для различных нейтронных флюенсов. На рис. 11.5 [9] отражена зависимость термического сопротивления графита от флюенса нейтронов для разных температур облучения. Уменьшение тепло- и электропровод- ности и увеличение термического и электрического сопротивлений графи- та с ростом флюенса нейтронов при относительно невысоких температу- рах вызваны дефектами кристаллической структуры, возникающими вследствие бомбардировки нейтронами (см. гл. 4). Дефекты кристалли- ческой структуры вызывают рассеяние тепловых волн в графите, что приводит к значительному росту его термического (или электрического) сопротивления при относительно низких температурах облучения. 231
Флюенс тепловых нейтронов, 10г1>иейтр/смг Температура облучения’^ Рис. 11.5. Зависимость термического сопротивления графита (продольное направ- ление параллельно оси продавливания) от температуры облучения и флюенса тепло- вых нейтронов Рис. 11.6. Зависимость изменения длины графитовых образцов (анизотропных, вырезанных параллельно оси продавливания), от температуры облучения и флюен- са тепловых нейтронов Размерные изменения (такие как удлинение в одном направлении и сокращение в другом), вызывающие искривление графитовых блоков, заложены в самой высокоанизотропной природе графита. Рост (или сокращение) при нейтронном облучении и термоциклировании может вызывать значительные изменения размеров и их нестабильность в высо- коанизотропном графите, т.е. удлинение в продольном направлении, па- раллельном оси продавливания, и сокращение в поперечном направлении. После длительного облучения нейтронами первоначальное удлинение в продольном направлении сменяется сокращением, которое продолжается некоторое время, в определенной мере уменьшая первоначальное удли- нение. Затем с увеличением флюенса нейтронов и времени облучения вновь начинается удлинение. С ростом температуры, однако, размерные измерения графита уменьшаются и при температурах выше 350 °C мно- гие образцы даже сокращаются в объеме. На рис. 11.6 показана типичная зависимость изменения длины образ- цов анизотропного графита в продольном направлении от температуры облучения для различных типов флюенсов тепловых нейтронов. На рис. 11.7 и 11.8 показана зависимость изменения размеров образцов продавленного почти изотропного графита, вырезанных в параллельном и перпендикулярном оси продавливания направлениях, от флюенса быст- рых нейтронов в быстром реакторе Dounraey) для разных температур облучения. На рис. 11.9 и 11.10 показаны зависимости изменения раз- меров образцов прессованного почти изотропного графита, вырезанных в параллельном и перпендикулярном оси продавливания направлениях, от флюенса быстрых нейтронов для разных температур облучения [10]. Отличия между рис. 11.6 и 11.7—11.10 объясняются не только различными способами изготовления графита, но и тем, что: 1) данные получены 232
Флюенс быстрых нейтрона/}, W2f нейтр./см2 О 5 10 15 20 25 Флюенс быстрых нейтронов, 10 г1 нейтр./см2 Рис. 11.7. Зависимость изменения размеров образцов продавленного почти изо- тропного графита, вырезанных параллельно оси продавливания, от флюенса быст- рых нейтронов и температуры облучения Рис. 11.8. Зависимость изменения размеров образцов продавленного почти изо- тропного графита, вырезанных перпендикулярно оси продавливания, от флюен- са быстрых нейтронов и температуры облучения Рис. 11.9. Зависимость изме- нения размеров образцов пре- сованного почти изотропного графита, вырезанных парал- лельно оси прессования, от флюенса быстрых нейтронов и температуры облучения X —4ЛЛОГ Флюенс быстрых нейтронов,10 21 нейтр./см2 О -1 -2 -3 О 5 10 20 25 30 Флюенс быстрых нейтронов,10 21 нейтр./см2 Рис. 11.10. Зависимость из- менения размеров образцов прессованного почти изотроп- ного графита, вырезанных перпендикулярно оси прес- сования, от флюенса быстрых нейтронов и температуры об- лучения на анизотропном и почти изотропных (или менее анизотропных) образ- цах графита; 2) образцы облучались при относительно низких и высо- ких температурах; 3) данные получены при облучении потоками тепло- вых и быстрых нейтронов; 4) образцы облучались при разных нейтрон- ных флюенсах. 233
Флюенс нейтронов, 10м нейтр./см2 Рис. 11.11. Зависимость изменения пол- ной накопленной энергии от флюенса тепловых нейтронов: 1 - для облучения графита; 2 - после отжига в течение 5 ч при Т = 1250 °C; 3 - отжиг при Т = 2000 °C Уменьшение пластичности является следствием радиационного упроч- нения графита. С точки зрения механических свойств снижение пластич- ности может привести к образованию трещин, когда графит используется как замедлитель, отражатель или конструкционный материал в ядерном реакторе. Очень важным эффектом облучения графита является накопление теп- ловой энергии или энергии деформации в кристаллической решетке за счет радиационных дефектов. Накопленная энергия часто проявляет себя либо через выделение тепла, что приводит к повышению температуры, либо через понижение теплоемкости. Это имеет важное значение для ра- боты газоохлаждаемых реакторов с графитовым замедлителем. Аккуму- лирование энергии в графите может привести к катастрофическим по- следствиям, так как в критический момент метастабильиый материал (накопивший энергию) может внезапно перейти в стабильную форму. Такой переход будет сопровождаться выделением большого количества тепловой энергии и резким повышением температуры в активной зоне реактора. Местный перегрев, происшедший во время нормального перио- дического отжига с целью выделения накопленной энергии, привел к серьезному повреждению одного из газоохлаждаемых реакторов одной из АЭС Великобритании. На рис. 11.11 показана зависимость изменения полной накопленной энергии при 30 °C от флюенса нейтронов и темпера- туры отжига [11]. Видно, что запасенная энергия облученного графита непрерывно увеличивается с ростом флюенса нейтронов до некой крити- ческой точки, в которой происходит выделение большого количества энергии, сопровождаемое резким внезапным повышением температуры, если графит не отжигать. 11.3.5. Отжиг. Радиационные повреждения кристаллической структу- ры графита могут быть частично или полностью сняты отжигом при тем- пературах выше температуры облучения. Существуют различные методы отжига: 1) изотермический отжиг — отжиг при неизменной температуре; 2) отжиг в течение длительного времени при определенной температуре до тех пор, пока изучаемое свойство графита не перестает изменяться; 3) отжиг при непрерывном нагревании с постоянной скоростью; 4) им- пульсный отжиг, при котором значение и продолжительность темпера- турного импульса могут быть различными. Кривые на рис. 11.11 отражают процесс изотермического отжига с целью сокращения накопленной энер- гии в графите. Большие изменения физических, теплофизических и механических свойств, в частности изменение размеров и накопление энергии в графите, 234
Рис. 11.12. Зависимость потери массы графита вследствие коррозии в реак- торе от расстояния от дна реактора г: 1 - при изменении тем- пературы; 2 — при изме- нении дозы облучения имеют важное значение для эксплуатации реактора. В газоохлаждаемых реакторах, где графитовый замедлитель работает при низкой температуре, накопленная энергия увеличивается с повышением флюенса нейтронов. Желательно использовать в реакторах некоторые тепловые процессы от- жига путем изменения схемы подачи теплоносителя (СО2) таким обра- зом, чтобы можцо было контролировать повышение температуры графи- та с помощью энергии ядерного излучения до тех пор, пока не произойдет равномерное самоподдерживающееся выделение запасенной энергии в замедлителе. В общем случае радиационные повреждения, которые могут быть устра- нены, и скорость их отжига зависят от числа первоначальных поврежде- ний, нейтронного флюенса, времени и температуры отжига и от самого графита. Длительный отжиг при температурах выше 2000 °C (вблизи температуры графитации) может быть необходим для полного восста- новления свойств сильно облученного графита. 113.6. Коррозия. Графит относительно устойчив к коррозии при низ- ких температурах, но подвержен: 1) окислению окружающей средой; 2) образованию сложных соединений с солями; 3) образованию карби- дов с металлами при высоких температурах, особенно при нейтронном облучении. Механизм и характеристика коррозии графита важны для проектирования и эксплуатации газоохлаждаемых реакторов. В ранний период эксплуатации газоохлаждаемых реакторов воздух, используемый как теплоноситель, находился в прямом контакте с гра- фитом при низких рабочих температурах (менее 200 °C). Выше 250 ЬС происходит окисление графита кислородом воздуха, причем степень окис- ления увеличивается с ростом рабочей температуры. В температурном ин- тервале 300—500 0 С вместо воздуха в качестве теплоносителя, находяще- гося в прямом контакте с графитом, начали использовать СО2 в газоох- лаждаемых реакторах типа Calder Hall и AGR (см. § 1.3). При температу- рах выше 500 °C под действием нейтронного облучения окисление и ра- диационная коррозия графита в СО2 становятся значительными. Так, на смену СО2 пришел новый теплоноситель 4 Не, который находится в прямом контакте с пироуглеродом и графитовым замедлителем в HTGR. На рис. 11.12 показана зависимость потери массы графита вслед- ствие окисления и радиационной коррозии в реакторе от дозы облучения и температуры [12]. Потеря массы графита сильно зависит от дозы об- лучения. 235
В качестве примеси в теплоносителе газоохлаждаемого реактора (воз- дух, СО2 или 4 Не) присутствует водяной пар, который при высоких тем- пературах реагирует с графитом с образованием СО, СО2, Н2 и СН4. Графит взаимодействует с солями, образуя химические соединения, например: нагрев 4NaC10 + ЗС---------► 4Na + CCI4 + 2СО2. Эти соединения появляются на кромках углеродных слоев, диффунди- руют между слоями и вызывают коррозию вдоль продольных плоскостей анизотропного графита в газоохлаждаемых реакторах. Взаимная диффузия частиц топлива, материала- оболочки, замедлителя и теплоносителя в газоохлаждаемом реакторе может привести к образо- ванию карбидов, например UC, U2C3, MgC и т.д. Эти карбиды являются продуктами коррозии металлических поверхностей активной зоны и за- щищают топливо и оболочки. Это приводит к потере массы графита (см. рис. 11.12). Как было указано выше, увеличение флюенса нейтронов или дозы об- лучения может усилить как окисление, так и радиационную коррозию графита и других реакторных материалов. 11.4. МАТЕРИАЛ БЛАНКЕТА Для возвращения нейтронов утечки обратно в активную зону как в тепловых, так и быстрых реакторах используется отражатель. Для захвата покидающих активную зону нейтронов и наработки новых ядер- ных топлив применяется бланкет, который окружает активную зону в быстром реакторе-размножителе и в УТР. В быстром реакторе в роли бланкета выступают сырьевые материалы 238U или 232Th (см. гл. 3). Бланкет быстрого бридерного реактора обычно состоит из торцевого и бокового бланкетов. Торцевой бланкет соединен с верхней и нижней сек- циями тепловыделяющих сборок (ТВС), в то время как боковой бланкет окружает ТВС по периферии активной зоны. На рис. 11.13 показаны участки верхнего и нижнего торцевых бланкетов, соединенные с топ- ливной секцией типичных твзлов быстрого реактора-размножите- ля LMFBR. Для сравнения на рис. 11.14 изображены верхний и нижний торцевые отражатели в ТВС реактора HTGR. Бланкет выполняет две основные функции: захватывает покидающие активную зону нейтроны и производит большее количество делящихся ядер, чем было израсходо- вано в ходе ядерной реакции. Иными словами, основное назначение блан- кета в ядерном реакторе — наработка большего количества ядерного топлива, чем было потреблено. 11.4.1. Коэффициент конверсии, коэффициент воспроизводства и вре- мя удвоения. В тепловом энергетическом реакторе коэффициент кон- версии определяется как отношение числа образовавшихся делящихся ядер 239Ри к числу израсходованных 23SU. В быстром реакторе-размно- жителе коэффициент воспроизводства (КВ) определяется аналогичным 236
Свободное пространство < для газообраз- ных продуктов деления Верхний _ торцевой бланкет Нижний отражатель Твэл HT&R Верхний отражатель Головка. Топливо Обойма, пучка твэлов Внутренняя ловушка, для продуктов деления Хвостовик Рис. 11.14. Типичная тепловыделяю- щая сборка HTGR с торцевыми от- ражателями Топливо Нижнии торцевой бланкет Поперечное сечение Экран и входныеч отверстия *--- Рис. 11.13. Тепловыделяющая сбор- ка быстрого реактора-размножителя LMFBR образом1. Однако если в реакторе на тепловых нейтронах КВ всегда мень- ше 1 и обычно колеблется от 0,6 до 0,8, то в быстром реакторе КВ всегда больше 1 и находится между 1,2 и 1,8 в зависимости от используемых материалов топлива и бланкета и требуемого времени удвоения Гр. Раз- ность между КВ и единицей называется избыточным коэффициентом воспроизводства G, который связан с временем удвоения. По определению избыточный коэффициент воспроизводства G описы- вается уравнением G = КВ - 1. (11.3) Чем больше КВ, тем больше G быстрого реактора-размножителя. Время удвоения в самом простом виде определяется как время, требуемое реактору-размножителю для удвоения первоначальной топливной загруз- ки с учетом прохождения всего топливного цикла. Если М — первоначаль- ная загрузка делящегося (или термоядерного) топлива, a W - количество израсходованного (или выгоревшего или термоядерного) топлива, то время удвоения Гр можно выразить с использованием G: ^О(дни) = M/WG. (11.4) 1В отечественной технической литературе применяют единый термин - коэффи- циент воспроизводства КВ как для тепловых, так и для быстрых реакторов - Прим. ред. 237
При делении 1 г ядерного топлива 2 3 5 U в сутки выделяется энергия Р (приблизительно 1 МВт; при синтезе 1 г дейтерия выделяется 4 МВт). Из W г использованного ядерного топлива только Wf (1 + а) г разделились, где а = acl<jf — отношение сечения захвата нейтронов топливом к сечению деления топлива. Таким образом, JV = Р(1 + а) и из (11.4) находим время удвоения, дни: М 1 tD = ----------- = —------------- - (И.5) Р (1 + а) С, + a)G Из (11.5) видно, что для уменьшения времени удвоения (или ускорения наработки топлива) необходимо: 1) увеличить G (т.е. КВ); 2) увеличить удельный энергосъем с топлива (Р/М) быстрого реактора, что и было продемонстрировано на конструкции LMFBR. С учетом конструкции активной зоны и бланкета быстрого реактора из (11.3) получаем общее выражение для избыточного КВ G = •|акт.эонаФ(уу<у<,>сыр‘/г + /блФ^^сыр^ (116) /Ф(№/ + МТС) топл</И где Ф - нейтронный поток; jV- ядерная плотность топлива или сырьевого материала. Интегрирование проводится соответственно по всему объему топлива и сырьевого материала в реакторе; КВ, G и tjj связаны с харак- теристиками материалов бланкета и ядерного топлива. Например, избы- точный КВ карбидного топлива в быстром реакторе-размножителе обычно превосходит этот показатель для оксидного топлива. 11.4.2. Ядерные топливные циклы и материалы бланкетов. Уран-233 и плутоний-239 — синтетические ядерные топлива — можно получить путем нейтронного облучения, в процессе которого происходит захват нейтро- нов и распад ядер сырьевых материалов бланкета 232Th и 233U. Уравне- ния ядерных реакций, описывающих не только образование изотопов и наработку новых топлив, но и топливные циклы энергетических реакто- ров, приведены выше [см. уравнения (3.1) и (3.2)]. Из этих ядерных реакций можно составить три топливных цикла: 1) уран-плутониевый топливный цикл; 2) топливный цикл с возвратом плутония в цикл; 3) уран-ториевый топливный цикл. Большинство энергетических реакто- ров на тепловых нейтронах, использующих в качестве топлива 235 U, работают в уран-плутониевом топливном цикле, а большинство LMFBR, испоьзующих 239Ри в присутствии обогащенного 238U, - в топливном цикле с возвратом плутония в цикл. В быстром реакторе-размножителе, работающем в топливном цикле с возвратом плутония в цикл, в качестве материала бланкета используются либо природный уран (содержащий 99,274% 238U), либо обедненный уран. Обедненный уран (содержащий около 100% 238U) обычно поступает с предприятий по переработке отработавшего топлива или с предприятий по обогащению топлива. На предприятиях по обогащению ядерного топ- лива 2 35U материал бланкета 238и является отходом процессов газовой диффузии и центрифугирования. Поэтому обедненный 238U, используе- 238
мый в качестве материала бланкета быстрого реактора-размножителя, может стать крупномасштабным источником плутониевого топлива в будущем. Что касается уран-ториевого топливного цикла, то в случае успешного решения вопросов, связанных с безопасностью и экономикой, использо- вание в качестве материала бланкета природного 232Th также будет пред- ставлять большой интерес для развития ядерной энергетики. 113. МАТЕРИАЛ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ Так как основное назначение теплоносителя - отводить и утилизиро- вать тепло, выработанное в ходе ядерной реакции, первостепенным тре- бованием к теплоносителю является наличие хороших теплопередающих свойств. Основными компонентами, определяющими качество теплопе- редачи, являются высокие удельная теплоемкость, теплопроводность, коэффициент теплопередачи при конвекции, высокая точка кипения, низ- кая точка плавления, низкие плотность и вязкость и минимальная агрес- сивность при повышенных температурах. В общем случае требования предъявляются к теплофизическим, нейтронно-физическим, физическим и химическим свойствам каждого теплоносителя реактора. Идеальный теплоноситель должен обладать следующими свойствами: хорошими теплофизическими свойствами (см. выше); на его прокачку должно затрачиваться минимум энергии; низкой точкой плавления и высокой точкой кипения; термической стабильностью; устойчивостью к облучению; малым сечением захвата и удовлетворительным сечением рассеяния нейтронов; нетоксичностью, малой наведенной активностью; чистотой и малой агрессивностью: низкой вязкостью; совместимостью с топливными и конструкционными'материалами; удобством и безопас- ностью в обращении; доступностью и экономичностью производства. Хотя газообразные теплоносители СО2 и 4Не, применяемые в газоохлаж- даемых реакторах, и жидкие теплоносители Н2О, D2O и Na (или NaK), применяемые соответственно в легководных, тяжеловодных и жидко- металлических реакторах, обладают многими из перечисленных свойств, ни один из них не удовлетворяет предъявляемым к ним требованиям. Теплоноситель должен обладать термической и радиационной стабиль- ностью, когда он циркулирует в активной зоне и в петлях системы охлаж- дения реактора. Малое поглощение нейтронов требуется для тепловых реакторов. Для быстрых реакторов-размножителей данная характеристи- ка не столь важна, так как сечения захвата быстрых нейтронов обычно малы. Нетоксичность, безвредность и малая наведенная активность необ- ходимы для безопасной работы АЭС. Высокая чистота, небольшая агрес- сивность и низкая вязкость теплоносителя необходимы для обеспечения минимальной коррозии материалов реактора и совместимости теплоно- сителя с топливными конструкционными материалами. Удобство и безопасность в обращении, доступность и экономичность производства теплоносителя вносят весомый вклад в безопасность и экономичность работы АЭС. Наиболее важные нейтронно-физические и теплофизические свойства основных газообразных и жидких теплоносителей приведены в табл. 11.5. 239
Таблица 11. 5. Ядерно-физические, физические и тепловые свойства Теплоноситель Сечение погло- щения, б Наведен- ная ак- тивность Точка плав- о ления, С Точка ^ипения, 4Не 0 Нет - - СО2 при 1 МПа 0,003 13С 16N — — Н2О 0,064 3Т, 16N 0 100 (жидкая) РгО (жидкая) 0,003 Зт 16N 0 101,4 Li 0,033 8Li 179 1317 7 — — Na 0,52 24Na 96 883 -1 NaK (22% Na, 1,7 24Na42K 1 785 78% К по массе) 11.5.1. Газовые теплоносители: гелий и диоксид углерода. Исходя из термической н радиационной стабильности, простоты в обращении, до- ступности и экономичности использования, казалось бы, воздух является наиболее естественным реакторным теплоносителем. Воздух, однако, обладает плохими характеристиками теплопередачи. Кроме того, он требует больших энергозатрат на прокачку в системе охлаждения. При высоких температурах основные компоненты воздуха, кислород и азот, воздействуют на графитовые замедлитель и конструкционный материал газоохлажцаемого реактора. Гелий в отличие от воздуха инертный газ. Он обладает относительно хорошими характеристиками теплопередачи и требует меньших затрат на прокачку в сравнении с воздухом и СО2 благодаря более низкой плотно- сти (см. табл. 11.5). Кроме того, гелий термически и радиационно ста- билен, имеет малое сечение поглощения нейтронов, малую наведенную активность, обладает малой агрессивностью, хорошо совместим с топли- вом и конструкционными материалами, удобен в обращении. Гелий используется в качестве теплоносителя в HTGR и AGR. Стоимость гелия, однако, высока. Поэтому гелий должен циркулировать в замкнутой си- стеме охлаждения или петлях. Для снижения энергозатрат на прокачку гелия в системе охлаждения применяют высокое давление. Таким обра- зом, возникает проблема предотвращения утечки гелия из контура цирку- ляции высокого давления в HTGR и AGR. Выбор диоксида углерода в качестве теплоносителя реакторов типа Calder Hall основывался на соображениях безопасности. Диоксид углерода обладает хорошими характеристиками теплопередачи, термической и радиационной стабильностью, малой наведенной активностью, низкой агрессивностью, удовлетворительной совместимостью с топливом, графи- товыми замедлителем и конструкционным материалом. При высоких 240
основных теплоносителей Темпера- jyp*. Плот- ность, г/см3 Удельная теп- Теплопровод. до емкость Сп, ность Jt. Вяз- кость, Па с Дж/(с • С) Дж/(г с- С) 0 1,8 10-4 5,23 1,38 • 10-3 2,2 • 10“5 100 1,4 • 10“4 5,23 1,67 • 10"3 2,78 • 10-5 100 1,5 • 10'3 0,91 3,81 • 10"4 1,72 • 10“5 100 0,958 4,23 7,11 • 10-3 1,24 • 10“5 250 0,794 4,60 8,20 • Ю-3 2,31 • 10-5 100 1,10 4,60 5,98 10"3 1,25 - 10-s 200 0,507 4,18 0,38 0,558 • 10-3 600 0,474 4,18 — 0,410 IO-3 100 0,928 1,38 0,86 0,686 -IO-3 400 0,854 1,28 0,71 0,381 • 10-3 100 0,775 0,93 0,24 0,546 • IO-3 400 0,708 0,88 0,27 0,412-Ю-3 температурах СО2 реагирует с графитовым замедлителем реактора: СО2 + С^2СО. (11.7) Реакция СО2 с графитовым замедлителем хорошо изучена. Типичная зависимость равновесной концентрации СО от температуры и давления приведена на рис. 11.15. Высокое давление, применяемое для улучшения характеристик СО2, позволяет снизить концентрацию СО в реакторе. 11.5.2. Жидкие теплоносители: вода, литий, натрий. В общем случае характеристики теплопередачи жидких теплоносителей (особенно нат- рия) , применяемых в различных ядерных реакторах, значительно выше, чем газообразных. Для увеличения энергонапряженности (или сокраще- ния объема реактора) применяются жидкие теплоносители. Вода: легкая и тяжелая. Вода состоит из легкой (обычной) воды Н2О и тяжелой воды D2 О- Легкая вода служит теплоносителем в LWR, а тя- желая вода — в тяжеловодных реакторах HWRh в некоторых специальных аппаратах, например в экспериментальном реакторе Halden в Норве- гии [13]. И Н2О, и D2O используются в качестве замедлителя и тепло- носителя в реакторах LWR иHWRсоответственно. Рис. 11.15. Зависимость равновесной -концентрации СО от температуры в реак- торе с графитовым -замедлителем и теп- лоносителем СО2 Температура, обучения;°С 241
К достоинствам легкой воды как теплоносителя относятся хорошие теплопередающие свойства, легкость и безопасность в обращении, до- ступность и экономика ее использования. Сечение поглощения нейтронов воды относительно велико, поэтому для поддержания реакции деления в реакторе, использующем в качестве замедлителя и теплоносителя лег- кую воду, необходимо применение топлива, обогащенного 2 3 s U. АЭС с легководными реакторами обычно строят в местах, богатых большими источниками воды. Природные источники воды, однако, не обладают достаточной степенью чистоты. Поэтому используемая в ка- честве теплоносителя и в системе охлаждения АЭС вода подвергается предварительной деминерализации, очистке и обработке. Имеющиеся данные о коррозионных свойствах воды при умеренных температурах позволяют удовлетворительно проектировать системы циркуляции теплоносителя и охлаждения в LWR. Изготовленные из сплавов алюминия и нержавеющей стали (см. § 10.5 и 10.7) контуры циркуляции используются соответственно при относительно низких и высоких температурах. Кипящая вода, имеющая большую скрытую теплоту испарения, ис- пользуется как эффективный теплоноситель в реакторах BWR. В то же время образование пузырьков в воде уменьшает реактивность и улуч- шает устойчивость реактора. Снижение реактивности и повышение устой- чивости реактора происходят в основном из-за уменьшения вероятности резонансной утечки из слабообогащенного топлива и увеличения утечки нейтронов, связанной с частичным испарением воды, замедлителя и теп- лоносителя. Основываясь на саморегулирующем эффекте образования пузырьков, возможно осуществить непрерывное управление BWR в квазистабильном режиме. Если кипение воды будет происходить с большей скоростью, чем это необходимо для нормальной работы реактора, образующиеся пузырь- ки будут понижать реактивность, уменьшая тем самым тепловыделение в ходе ядерных реакций. Это, в свою очередь, вернет скорость кипения воды на уровень, обеспечивающий нормальную эксплуатацию реакто- ра BWR. Тяжелая вода используется в качестве замедлителя и теплоносителя в HWR. Единственное существенное отличие в нейтронно-физических свой- ствах легкой и тяжелой воды, -имеющее значение для выполнения функ- ций замедлителя и теплоносителя, заключается в том, что тяжелая вода обладает значительно меньшим сечением поглощения тепловых нейтро- нов, чем легкая. Это позволяет в тяжеловодных реакторах осуществлять ядерную реакцию, используя природное урановое топливо. Радиационная диссоциация легкой или тяжелой воды в активной зоне реактора представляет особый интерес. Так как легкая и тяжелая вода используются в реакторе в качестве замедлителя, отражателя, теплоно- сителя и растворителя (например, для растворения борной кислоты Н3ВО3 с целью осуществления борного регулирования), мощное ядер- ное облучение (потоки нейтронов и у-лучей), образующееся в активной зоне реактора, разлагает воду на элементы и радикалы. Легкая вода раз- лагается по схеме 242
HjOs^H + OH; (11.8) 2OH •* H2O2; (11.9) 2HH2; (11.10) 2H2O2 * 2H2O + O2. (1111) Это приводит к образованию Н2 и Н2О2 и к окислению и корро- зии конструкционных материалов в активной зоне. Диссоциация тяже- лой воды происходит сходным образом D2OX±D + OD; (1112) 2OD D2O2; (11.13) Н + п - 2D; (11.14) 2D + /i-3T. (11.15) Дейтерий и тритий образуются в процессе превращений за счет нейтрон- ного облучения (или нейтронной активации). Аналогичными уравнениями можно описать получение НЕЮ, НТО, DTO или Т2 О в активной зоне реакторов LWR или HTR. Концентрация перекиси водорода в воде уменьшается с ростом темпе- ратуры или содержания примесей. В условиях интенсивного облучения возникающая наведенная иониза- ция может вызывать рекомбинацию молекул воды по уравнению (11.8) или (11.12), что приводит к стабилизации процесса диссоциации. Жидкие металлы: литий и натрий. В табл. 11.6 приведены данные о точках плавления и сечениях поглощения тепловых нейтронов для потен- циальных жидкометаллнческих теплоносителей. Из указанных в таблице металлов6 Li и его соединение Li2BeF4 были выбраны в качестве блан- кета и теплоносителя в основных умозрительных разработках УТР. Нат- рий или его соединение NaK служит теплоносителем в быстрых реакто- рах LMFBR. В быстрых реакторах-размножителях (с высокой энергонапряженно- стью и большой удельной тепловой нагрузкой на топливо и материал оболочек твэяов), работающих при высоких температурах, жидкометал- лические теплоносители хороню выполняют свою основную функцию — Таблица 11. 6. Физические свойства некоторых потенциальных жидкометалпическжх теплоносителей Металл Точка ки- пения, С Чг,б Металл Точка ки- пения, С Оа >б Висмут 271 0,032 Натрий 98 0,530 Литий 179 0,033 Олово 232 0,630 Свинец 327 0,170 Калий 62 2,10 243
отвод тепла из активной зоны. Они обладают прекрасными теплопередаю- щими свойствами, т.е. высокой теплопроводностью, хорошей термиче- ской стабильностью и низким давлением пара. Легкие жидкие металлы, литий и натрий, имеют также относительно высокие удельную и объем- ную теплоемкость. К основным недостаткам жидкометаллических тепло- носителей нужно отнести трудность в обращении, необходимость обеспе- чения замкнутого контура циркуляции теплоносителя с двойной гермети- зацией, коррозию некоторых металлов в жидкометаллических теплоно- сителях при высоких температурах. В природном литии массовое содержание 6Li равно 7,5% и 7Li 92,5%. Смысл применения жидкого лития в качестве материала бланкета и теп- лоносителя УТР, работающего в дейтерий-тржтиевом топливном цикле, ясен из рассмотрения следующих ядерных реакций: 2D + 3Т -* 4Не + оП + 17,6МэВ; (11.16) *Li + 10п -+ *Не + ?Т + 4,80МэВ; (П-17) ?Li + Jn -* $Не + ?Т + in - 2,5 МэВ. (11.18) Нейтроны, выделяющиеся в ходе ядерной реакции дейтерия с литием, взаимодействуют с ядрами 6 Li и 7 Li с образованием нового ядерного топлива 3Т. Натрий — наиболее подходящий теплоноситель для реакторов LMFBR, работающих при высоких температурах. Эксплуатация исследовательских и демонстрационных энергетических реакторов LMFBR показала хорошие характеристики жидкого натрия в теплопередаче и отводе тепла. Следы примесей, особенно кислорода, в жидком натрии могут вызы- вать коррозию конструкционного материала при температуре около 650 °C. В то же время натрий, реагируя с кислородом, образует оксид натрия Na2 О, обладающий высокой агрессивностью в чистом виде. Ввиду низкой растворимости в натрии Na2 О может частично закупоривать систе- му охлаждения теплоносителя. Свободный от кислорода жидкий натрий не вызывает коррозии конструкционных материалов реактора, таких как нержавеющая сталь, сплавы никеля или бериллия при температурах ниже 650 °C. При более высоких температурах имеет место перенос мас- сы и, следовательно, коррозия конструкционных материалов в жидком натрии становится серьезной. Кроме того, из-за довольно высокой точ- ки плавления (98 °C) существует некоторая вероятность отверждения натрия в системе охлаждения. Во избежание этого контур циркуляции жидкого натрия обычно оборудован рубашкой с электрическими нагре- вателями. В результате нейтронного облучения Na или NaK в активной зоне реак- тора может образоваться 2 4 Na, являющийся радиоактивным изотопом с периодом полураспада 15 ч. 2 4 Na испускает 0-частицы с энергией 1,39 МэВ и 2 у-кванта с энергией 2,75 и 1,37 МэВ. Поэтому при работе с натриевым теплоносителем необходимо ставить радиационную защиту в системах циркуляции и охлаждения, т.е. экранировать емкости с теплоносителем, трубопроводы, насосы, теплообменники и другое оборудование. 244
6,0 ^,о X f,5 r,« 1,з 1,2 1,1 1,0 О,9 0,6 0,7 »№К(55%,*47.) Na К (22 %, 76%) ------------- Рис. 11.17. Зависимость теплопровод- ности различных жидкометаллических теплоносителей от температуры 100 300 500 700 Т, ° С Рис. 11.16. Зависимость теплоемкости различных жидкометаллических теплоно- сителей от температуры Е 3 Е S Экспериментальные данные по теплоемкости, теплопроводности и вяз- кости жидкометаллических теплоносителей. Основными физическими свойствами, определяющими способность жидкометаллических теплоно- сителей передавать тепло, являются удельная теплоемкость (при постоян- ном давлении) и теплопроводность. Кроме того, важной характеристикой являются энергозатраты на прокачку теплоносителя, определяемые глав- ным образом его вязкостью (см. табл. 11.5). На основе эксперименталь- ных данных [14, 15] были построены зависимости удельной теплоемкос- ти, теплопроводности и вязкости жидкометаллических теплоносителей от температуры, которые приведены соответственно на рис. 11.16—11.18. Из графиков видно, что удельная теплоемкость лития, теплопроводность натрия и вязкость жидкометаллических теплоносителей быстро падают с ростом температуры. 245
ГЛАВА 12 МАТЕРИАЛЫ СИСТЕМ РЕГУЛИРОВАНИЯ, ЗАЩИТЫ И АВАРИЙНОЙ ЗАЩИТЫ 12.1. ВВЕДЕНИЕ Для безопасного осуществления управляемых ядерных реакций (деле- ния или термоядерных) ядерный реактор всегда должен находиться под контролем, т.е. его параметры должны регулироваться в точных пределах. Регулирование и аварийная защита ядерных реакторов деления могут до- стигаться путем изменения скорости генерирования нейтронов, скорости потерт! нейтронов за счет утечки и скорости потери нейтронов за счет па- разитного захвата в активной зоне. Паразитный захват связан главным об- разом с образованием и накоплением продуктов деления в процессе вы- горания ядерного топлива. Скорости генерирования и потерт! нейтронов непосредственно связаны с изменением реактивности ядерного реактора. Наиболее практичным и эффективным материалом органов регулирова- ния является сильный поглотитель нейтронов. Для уменьшения до минимума ядерного излучения снаружи реактора необходима защита. Источники радиации всех видов опасны для обслужи- вающего персонала, с помощью материалов защиты интенсивность излу- чения должна быть снижена до минимально допустимых уровней. Нейтро- ны и у-излучение, обладающие высокой проникающей способностью, должны быть ослаблены и поглощены в защите. Как правило, наилуч- шими материалами для защиты от быстрых и тепловых нейтронов яв- ляются легкие элементы или материалы с малой относительной атомной массой, а для защиты от первичного и вторичного у-излучения — тяжелые элементы или материалы с большой относительной атомной массой. Обеспечение атомных электростанций системами аварийной защиты представляет собой задачу первостепенной важности. Системы аварийной защиты должны быть сконструированы и оборудованы таким образом, чтобы предотвратить любой чрезмерный риск для безопасности и здоровья людей. Любая вероятная гипотетическая авария на АЭС связана с высо- кими температурами и давлениями в активной зоне реактора. Системы аварийной защиты на АЭС состоят из первичной и вторичной систем ава- рийной защиты (см. § 3.8). Эти системы предназначены для предотвра- щения возможного чрезвычайно большого повышения температуры, предотвращения любого очень большого повышения давления и исклю- чения вероятности появления очень большой радиации снаружи активной зоны реактора. Оборудование систем аварийной защиты легководных реакторов изготавливается из таких конструкционных материалов, как углеродистая и нержавеющая стали, и включает насосы, вентили, тепловые защиты и т.д. Различные материалы, используемые для изготовления оборудования систем регулирования, защиты и аварийной защиты атом- ных электростанций, должны обладать необходимой работоспособностью в течение всего срока службы. 246
12.2. РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕАКТОРОВ Система регулирования реактора включает устройства, методы и мате- риалы, необходимые для осуществления плавной безопасной работы и обеспечения соответствующей защиты при аварийных ситуациях. Между системой регулирования ядерного реактора и системой регулирования любого другого преобразователя энергии имеется существенное разли- чие, обусловленное природой ядерного топлива. Количество загруженного в гетерогенный реактор ядерного топлива в виде 2 35 Чили 239Ридолжно быть достаточным для непрерывной эксплуатации реактора в условиях строгого контроля в течение длительных периодов времени (1—2 года) до перегрузки. Для изменения и регулирования реактивности (или эффективного коэффициента размножения) существуют четыре метода регулирования, основанные на введении (или удалении): ядерного топлива в активную зону, замедлителя в активную зону для теплового реактора или зоны воспроизводства для быстрого реактора, отражателя вокруг активной зоны и поглотителя нейтронов в активную зону. Эти методы можно использовать для регулирования ядерных реакторов деления как инди- видуально, так и совместно. Однако до настоящего времени наиболее широко использовался простой и удобный метод регулирования, за- ключающийся во введении или извлечении регулирующего стержня, из- готовленного из такого сильно поглощающего нейтроны материала, как бор или кадмий. Недостаток регулирования реактора с помощью сильного поглотителя заключается в потере полезных нейтронов, которая приводит к ухудшению экономии нейтронов. В системе регулирования реактора существуют цепь автоматического регулирования, цепь ручного регулирования и цепь, связанная с внешни- ми нагрузками. Между этими независимыми цепями в системе регулиро- вания предусмотрены блокирующие предохранительные устройства или цепи, позволяющие осуществлять то или иное действие только в опреде- ленных условиях. Цепь, связанная с внешними нагрузками, включает главным образом контрольно-измерительные приборы, реагирующие на изменение режимов работы ядерной паропроизводящей системы, системы турбогенераторов и т.д. 12.3. ОРГАНЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ И МАТЕРИАЛЫ [1-4] При рассмотрении работы органов регулирования (стержней или пла- стин) в течение длительного периода эксплуатации реактора необходимо принимать во внимание следующие четыре основные фактора: 1) умень- шение реактивности при выгорании топлива; 2) воспроизводство нового топлива в результате нейтронного облучения, 3) образование и накопле- ние продуктов деления или поглотителей и 4) выгорание поглощающего материала в органе регулирования. Эти факторы требуют постоянного точного перемещения регулирующих элементов. Возможные материалы регулирующих элементов и основные требо- вания, предъявляемые к ним, были рассмотрены в гл. 3. Регулирующие элементы обычно выполняются в виде регулирующих стержней, имеющих большое сечение поглощения нейтронов. 247
Используются регулирующие стержни трех типов: 1) стержни грубой регулировки, которые применяются время от вре- мени для довольно существенного изменения плотности нейтронов и имеют среднюю компенсирующую способность; 2) стержни тонкой регулировки, предназначенные для поддержания требуемого уровня мощности и имеющие небольшую компенсирующую способность; 3) стержни аварийной защиты, предназначенные для быстрой останов- ки реактора в случае аварии и имеющие большую компенсирующую способность. Что касается материалов, используемых для изготовления органов ре- гулирования, то к элементам с очень большими сечениями поглощения тепловых нейтронов относятся Cd (2450 б), В (755 б), Hf (105 б), 1г (440 б) и редкоземельные элементы. Поскольку Hf, Ir и редкоземель- ные элементы (Eu, Sm и т.д.) относительно дороги, в качестве материалов органов регулирования уже давно были выбраны В и Cd. Однако в эле- ментарной форме они не удовлетворяют всем основным требованиям, перечисленным в гл. 3. В настоящее время в качестве материала органов регулирования широко используется карбид бора В4°С в виде кермета или в виде дисперсии карбида в нержавеющей стали. 12.3.1. Бор, его соединения н керметы. Одними из наиболее важных ми- нералов бора являются кернит Na2B4O7 • 4Н2О и бура Na2B4O7 • 10Н2О, которые содержат до 75% бората натрия и остаток в виде нерастворимой в воде глины. Бор имеет орторомбическую и тетрагональную кристал- лические структуры. Температура плавления бора составляет 2300 °C, а температура кипе- ния — 2550 °C. Плавление бора осуществляют в тиглях из карбида бора (В4С). Ниже точки плавления бор обладает очень высокой твердостью и хрупкостью. Обычно бор изготавливается методом горячего прессова- ния. Имеются четыре соединения бора, которые можно легко определить с помощью серной кислоты и этилового спирта: 1) борная кислота Н3ВО3 .встречающаяся в природе в некоторых родниковых водах; 2) бура Na2B4O7 • 10Н2О, встречающаяся в некоторых бассейнах высохших озер, 3) колеманит Ca2B6Oi i • 5Н2О, имеющий довольно широкое распростра- нение, и 4) этилборат (С2Н5)3ВО3. Из них борная кислота используется в качестве поглотителя нейтронов и выполняет функцию химического органа регулирования, когда она растворена в водяном теплоносителе реакторов PWR; бура используется в ядерных реакторах в качестве ма- териала защиты от нейтронов. Бор или карбид бора (естественный или обогащенный бором-10) обыч- но используется в виде кермета, т.е. в виде дисперсии в нержавеющей стали. Керамический порошок В4С используется также для изготовления поглощающей композиции с алюминием дисперсионного типа, например, в исследовательских реакторах применяются регулирующие стержни из бораля. В газоохлаждаемых реакторах использовался также естественный или обогащенный бор, диспергированный в железе, содержащем некото- рое количество алюминия [ 1 ]. Для экспериментальных целей бориты Cr, Fe, Ti или Zr диспергировались в кадмии. 248
В кермете или дисперсионной системе с В или В4С металлы матрицы предназначены для увеличения механической прочности, поверхностной твердости, теплопроводности и коррозионной стойкости регулирующих стержней. Однако при использовании В или В4С (естественного или обо- гащенного) в органах регулирования возникает проблема, связанная с образованием гелия по (л, а)-реакциям: 10В + п -> 2а + 3Т; (12.1) 10В + п -* а + ?Li. (12.2) Гелий приводит к радиационному распуханию и растрескиванию регули- рующих стержней. Поэтому в процессе эксплуатации регулирующие стержни требуют контроля. 12.3.2. Кадмий и его сплавы. Кадмий является компонентом цинковых руд, поскольку по своим свойствам он имеет большое сходство с цинком. Отношение Cd/Zn в рудах составляет около 1/200. Кадмий получается в виде побочного продукта при плавлении цинковых руд. Путем фрак- ционной перегонки кадмий можно получить в очень чистом виде в первой порции дистиллята. Кадмий представляет собой серебристый металл, более мягкий и более ковкий, чем цинк. Температура плавления кадмия составляет 321 °C, а температура кипения — 767 °C. Поэтому металлический кадмий можно использовать в качестве материала регулирующего элемента только для низкотемпературной эксплуатации. Плотность кадмия (8,65 г/см3) не- сколько превышает плотность железа (7,65 г/см3). Кадмиевые изделия можно легко изготавливать методами прокатки, ковки, волочения и т.д. Сечение поглощения кадмия быстро уменьшается с увеличением энергии нейтронов выше резонансного уровня 0,18 эВ. Кадмий не обла- дает достаточной коррозионной стойкостью по отношению к воде или влажному воздуху при высоких температурах, так что при изготовлении регулирующих стержней кадмий необходимо помещать в оболочки из алюминия или нержавеющей стали. Для реакторов PWR в качестве материала регулирующих стержней применяют сплав Ag с 5% Cd и 15% In, имеющий удовлетворительные характеристики в отношении механической прочности, твердости, теп- лопроводности и коррозионной стойкости. В последнее время в реакто- рах PWR стали использовать также сплавы Ag - Cd - Hf; Cd - Ag - Ir; Ag — Ir — Hf — Cd; Ag — Hf. 12.3.3. Гафний и его сплавы. Подобно тому как кадмий сопрювождает цинк, гафний сопровождает в рудах цирконий (см. § 10.6), поскольку оба элемента имеют близкие химические и физические свойства. Гафний обычно получают в процессе очистки циркония. Температура плавления гафния равна 1700 °C, температура кипения — 3200 °C, плотность - 12,1 г/см3. Гафний считается хорошим материалом для регулирующих органов легководных реакторов, поскольку он эффективно поглощает нейтроны в надтепловой энергетической области. Изделия из гафния можно изго- тавливать с помощью тех же технологических процессов, которые при- 249
меняют для изготовления изделий из циркония. Как и цирконий, гафний обладает хорошей коррозионной стойкостью по отношению к воде при высоких температурах. Его коррозионная стойкость не ухудшается под действием небольших примесей, например азота. В качестве материалов регулирующих стержней легководных реакто- ров используют сплавы Hf — In — Ag и Ag-Hf. 123.4. Редкоземельные элементы и их оксиды. Основным источником редкоземельных элементов, связанных с торием, является монацитовый песок, представляющий собой очень сложную смесь фосфатов этих эле- ментов. Монацитовые пески являются аллювиальными месторождениями, расположенными главным образом по побережьям Бразилии и Индии. В качестве материалов регулирующих стержней предполагалось использо- вать оксиды следующих редкоземельных элементов: европия Ей, эр- бия Ег, гадолиния Gd, самария Sm, диспрозия Dy и лютеция Lu. Эти элементы имеют большое сечение поглощения тепловых нейтронов и высокое резонансное сечение захвата нейтронов в надтепловой области. Оксиды Еи2О3, Ег20з и GdjOs, диспергированные в нержавеющей стали или в оксиде урана, применяются в качестве выгорающих поглотителей в твэлах реакторов BWR или быстрых реакторов-размножителей. Важная характеристика выгорающего поглотителя заключается в том, что захват ядром поглотителя тепловых или надтепловых нейтронов приводит к образованию новых нуклидов, которые также имеют относительно боль- шие поперечные сечения поглощения. Благодаря такой характеристике можно поддерживать равномерное распределение нейтронного потока и мощности в активной зоне во время эксплуатации реактора [5-7]. 123.5. Регулирующие стержни, химическое регулирование и выгораю- щие поглотители. Регулирование ядерного реактора деления, в частности легководного реактора, осуществляется следующими методами: 1) с по- мощью регулирующих стержней из таких поглощающих материа- лов, как В, В4С (естественного или обогащенного), Cd, Hf, сплавы Ag — Cd — In, Ag — Hf и Ag — Ir — Hf или редкоземельные элементы; 2) методом химического регулирования с использованием Н3ВО3 в ка- честве поглотителя; 3) с помощью выгорающих поглотителей в виде ок- сидов редкоземельных элементов Еи20з, Ег2О3 или Gd2O3. Регулирую- щие стержни выполняют функцию первичных органов регулирования, а химическое регулирование и выгорающие поглотители выполняют функ- ции вторичных или дополнительных органов регулирования легководных реакторов. Интересно отметить, что при химическом регулировании растворимость Н3ВОз увеличивается с ростом температуры теплоносите- ля в активной зоне. В реакторах PWR используется комбинация регули- рующих стержней с химическим регулированием, а для регулирования и аварийной защиты реакторов BWR применяется комбинация регулирую- щих стержней и выгорающих поглотителей. Первую комбинацию орга- нов регулирования можно использовать как в легководных, так и в тя- желоводных реакторах. Вторую комбинацию органов регулирования можно применять в реакторах различных типов с твердым топливом, т.е. в легководных, тяжеловодных, газоохлаждаемых и жидкометалли- ческих реакторах. 250
Таблица 12. 1. Ядерные свойства материалов органов регулирования Распро- стране- ние нук- лида, % Тепловое сечение поглоще- ния Од, б Макроско- Основные резонансы Материал тепловое сечение поглоще- НИЯ 2^, см Энергия нейтро- нов, эВ Надтепло- вое сече- ние погло- щения, б В (естественный) - 759 97,23 - - 10В 20 3810 — — - Cd (естественный) - 2450 113,60 - - 113Cd 12,3 20 000 - 0.18 7200 Ag (естественное) - 63 3,69 - - ,07Ag 51,3 31 — 16,6 630 109Ag 48,7 87 - 5,1 12500 In (естественный) - 194 7,44 - - 113ln 4,2 58 - - - ,lsIn 95,8 197 - 1,46 30 000 Sm (естественный) - 5800 163,0 - - 149Sm 13,8 - - 0,096 16 000 ls2Sm 26,6 - - 8,2 15 000 SmjOj - 11 200 143,0 - - Hf (естественный) - 105 47,3 — — ,77Hf 18,4 380 - 2,38 6000* 178Hf 27.1 75 - 7,80 10 000 179Hf 13,8 65 — 5,69 1100* 180Hf 35,4 14 - 74,0 130 Eu (естественный) - 4300 89,0 - — lslEu 47,8 7700 - 0,46 11 000 153Eu 52,2 450 - 2,46 3000 Er - 460 5125 - - Gd (естественный) - 46 000 1401 - - lssGd 14,7 61 000 - 2,6 1400* 157Gd 15,7 240 000 — 17,0 1000* Примечание. В энергетической области 1,1-50 эВ 177Hf и 179Hf имеют несколько резонансов, в энергетической области 2,0-17 эВ ,ssGdH 15 7Gd тоже имеют несколько резонансов В табл. 12.1 приведены данные по сечениям поглощения тепловых и надтепловых нейтронов (резонансные сечения) для материалов, исполь- зуемых в регулирующих стержнях, при химическом регулировании и в качестве выгорающих поглотителей. На рис. 12.1 показан типичный кластер (сборка регулирующих стерж- ней) кассеты PWR, на рис. 12.2 - регулирующий стержень крестообразной формы для реактора BWR. На рис. 12.3, а показано расположение регули- рующего стержня крестообразной формы между четырьмя топливными кассетами, а на рис. 12.3, б — расположение регулирующих стержней и топливных кассет в активной зоне реактора BWR. На рис. 12.4 схематично изображены топливная кассета и регулирующий стержень быстрого реак- 251
1 1 Рис. 12.1. Типичная сборка регулирующих стержней (кластер) в кассете реакто- ра PWR (фирма Westinghouse Electric) 1 - сборка регулирующих стержней; 2 - регулирующий стержень; 3 - отверстия для теплоносителя в головке; 4-твэлы; 5-верхняя дистаиционирующая решетка; 6 - направляющие трубы для регулирующих стержней; 7 - средняя дистаициони- рующая решетка; 8 - нижняя дистаиционирующая решетка; 9 - отверстия для теп- лоносителя в хвостовике Рис. 12.2. Типичный регулирующий стержень крестообразной формы для реакто- ра BWR (фирма General Electric). 1 - рукоятка; 2 - отверстия для теплоносителя; 3 - стержня с поглотителем нейтронов или с выгорающим поглотителем; 4 - оболочка; 5 - лопасть; 6 - решет- ка стержня; 7 — соединительная муфта 252
1 Л оооооооо О О О О о о о о оооооооо оооооооо оооооооо оооооооо оооооооо р О О О О О О Q ОООООООО оо оооооо оооооооо оооооооо оооооооо о о о о о о о о оооооооо р о о о о о о о О О О о о о о о оооооооо оооооооо оооооооо оооооооо оооооооо оооооооо р О О о О О О Q оооооооо' оооооооо ОООООООО оо оооооо оооооооо оооооооо оооооооо ОООООООО Рис. 12.3. Расположение регулирующего стержня крестообразной формы между четырьмя топливными кассетами (а) и расположение регулирующих стержней и топливных кассет в активной зоне реактора BWR (б): 1 - топливная кассета; 2 — лопасть регулирующего стержня; 3 - положение регулирующего стержня Рис. 12.4. Типичная топливная кассета и регу- лирующий стержень реактора EBR-II (Аргони- ская национальная лаборатория): I — регулирующий стержень (поднят); 2 — ход регулирующего стержня; 3 - регулирующий стер- жень (опущен); 4 - секция верхней зоны вос- производства; 5 — чехловая труба; 6 — пустотная секция; 7 - топливная секция в активной зоне реактора; 8 - топливная секция; 9 - секция нижней зоны воспроизводства; 10— опорные ре- шетки тора-размножителя с жидкометаллическим теплоносителем (реактор EBR-II). Из представленных выше рисунков ясно, что при проектирова- нии регулирующих стержней необходимо учитывать опыт эксплуатации и знать ядерные, физические, теплофизические и механические свойства материалов органов регулирования. 253
12.4. ЗАЩИТА РЕАКТОРА [8-10] Радиационная защита реактора необходима для предотвращения или уменьшения интенсивности ядерного излучения снаружи реактора. Ин- тенсивность всех видов излучения, т.е. a-излучения, 0-излучения, протонов, образующихся в результате (л, р) -реакций, нейтронов и 7-излучения, должна быть снижена до минимально допустимого уровня. В конструкции ядерного реактора, а также его первичных компонен- тов и связанного с ними оборудования всегда предусматривается защита для ослабления излучения. Эта мера предосторожности требуется не только для защиты персонала, но и для защиты корпуса реактора, охлаж- дающих петель, а также для защиты оборудования, аппаратуры и конт- рольно-измерительных приборов АЭС. Конструкция защиты в каждом конкретном случае зависит главным образом от назначения реактора (тепловой реактор или быстрый, исследовательский реактор или энерге- тический) . Таким образом, защита является неотъемлемой компонентой конструкции любого ядерного реактора. Радиационная защита предназначена для: 1) тепловой защиты (пред- охраняет корпус реактора, охлаждающие петли и экран от интенсивного тепловыделения, связанного с поглощением ядерного излучения [11]), 2) биологической защиты (предотвращает вредное влияние излучения на здоровье персонала н населения) и 3) защиты контрольно-измерительной аппаратуры (предохраняет электромагнитные и электронные приборы, которые не могут работать должным образом в поле интенсивного излу- чения [12—14]). Защитные устройства, выполняющие перечисленные выше функции, по существу входят в конструкцию атомной электро- станции. 123. ЯДЕРНОЕ ИЗЛУЧЕНИЕ, ВТОРИЧНОЕ Г ИЗ ЛУЧЕНИЕ И ФАКТОР НАКОПЛЕНИЯ Хотя ядерное излучение, испускаемое реакторной системой (деления или термоядерной), включает а- и 0-излучение, протоны, нейтроны и 7-излучение, при рассмотрении конструкции защиты необходимо учиты- вать только нейтроны и 7-излучение. Этот факт обусловлен тем, что а- и 0-излучения и протоны, являясь заряженными частицами, имеют пренебрежимо малую проникающую способность, в то время как нейт- ральные нейтроны и 7-излучение обладают большой проникающей спо- собностью. Наиболее существенными ядерными излучениями, требующими соот- ветствующей тяжелой защиты в энергетических реакторах, являются пер- вичные нейтроны, первичное 7-излучение, медленные и тепловые нейтро- ны и вторичное 7-излучение. Первичные нейтроны включают мгновенные нейтроны (деления) и запаздывающие нейтроны (деления), т.е. быстрые нейтроны. Первичное 7-излучение включает мгновенное 7-излучение (при делении), 7-излучение, возникающее при распаде продуктов деления, и 7-излучение, испускаемое при захвате частиц конструкционными мате- риалами и теплоносителем в активной зоне. Медленные и тепловые нейтроны представляют собой замедленные и термализованные нейтроны. 254
Вторичное 7-излучение, испускаемое в результате захвата медленных и тепловых нейтронов материалами защиты, имеет очень большое значение. Энергия вторичного у-излучения, как правило, превышает интенсив- ность первичного у-излучения из-за возможного усиления интенсивности излучения (фононов) в защите [8—10]. Ядра материала защиты после захвата (или поглощения) медленных и тепловых нейтронов переходят в возбужденное состояние и мгновенно излучают у-кванты. Кроме того, во время сложного процесса ослабления у-излучения в защите может происходить усиление (накопление) вторичного у-излучения. Если Ф (0) и Ф (х) —потоки у-излучения (или нейтронов) перед защитой и после про- хождения защиты толщиной х, ц — линейный коэффициент поглощения, В (ух) - фактор накопления, то ослабление у-излучения (потока нейтро- нов) защитой можно представить в следующем виде: Ф(х) = Л(дх)Ф(0)е-Дх. (12.3) Фактор накопления В (ух) является функцией, главным образом, х, причем д зависит от материала защиты и энергии фононов, а х представ- ляет собой переменное векторное расстояние, которое у-излучение про- ходит в защите [8-10]. Таким образом, предохранение персонала, первичных компонентов реактора, оборудования и приборов от интенсивного ядерного излучения может осложняться из-за наличия вторичного у-излучения и фактора накопления и требует тщательного выбора материалов защиты. 12.6. МАТЕРИАЛЫ ЗАЩИТЫ В табл. 3.8 приведены основные требования к материалам защиты реак- торов и перечислены наиболее важные материалы. В соответствии с назна- чением материалы защиты, используемые в реакторах, можно разделить на три основные категории: 1) тяжелые и относительно тяжелые элементы, предназначенные для ослабления у-излучения и замедления быстрых нейтронов путем неупру- гого рассеяния в высокоэнергетической области: 2) водородсодержащие материалы, предназначенные для термализа- ции нейтронов путем упругого рассеяния в области промежуточных и низких энергий; 3) легкие вещества, содержащие бор и предназначенные для захвата тепловых нейтронов без испускания вторичного у-излучения. 12.6.1. Тяжелые и относительно тяжелые элементы. Для ослабления у-излучения часто используются следующие тяжелые и относительно тяжелые элементы: свинец, висмут, тантал, вольфрам и железо (стали). Одним из наиболее распространенных материалов для защиты от у-излу- чения, вероятно, является РЬ. Он доступен, относительно дешев, но имеет низкую температуру плавления. При изготовлении некоторых сплавов, предназначенных для низкотемпературного применения, в свинец до- бавляется висмут. Тантал и вольфрам имеют большую плотность и высокие температуры плавления, так что их можно использовать для за- щиты от у-излучения при высоких температурах. 255
Относительно тяжелым элементом, который использовался до настоя- щего времени в сочетании с водой для тепловой защиты, является желе- зо в виде конструкционной или нержавеющей стали. Сталь может ослаб- лять 7-излучение и выделять при этом радиационное тепло. Вода может замедлять быстрые нейтроны и снимать радиационное тепло со стальных плит тепловой защиты в активной зоне. Стали и такие относительно тяжелые элементы, как титан, барий и др., могут входить в бетоны, при- меняемые для биологической защиты. Тугоплавкие керамические материалы, содержащие тяжелые или отно- сительно тяжелые элементы, также можно использовать в качестве мате- риалов защиты. К таким керамическим материалам относятся оксиды железа FeO, Fe2O3 и Fe3O4, карбид титана TiC, оксиды кремния SiO2 и Si2O3, карбид кремния SiC, оксид бора В2О3, карбид бора В4С и т.д. Перечисленные тяжелые и относительно тяжелые элементы, их спла- вы и соединения можно использовать для ослабления 7-излучения и замед- ления быстрых нейтронов в тепловой и биологической защите, а также в защите, предназначенной для предохранения от излучения оборудова- ния и приборов. 12.6.2. Водородсодержащие материалы. Водородсодержащие материалы в основном предназначены для замедления быстрых нейтронов, поглоще- ния медленных и тепловых нейтронов и ослабления 7-излучения. При вы- боре водородсодержащего материала для защиты от нейтронов учитывают следующие характеристики материала: 1) содержание водорода и замед- ляющую способность; 2) сечение поглощения нейтронов и 7-излучения; 3) распространенность; 4) вопросы экономики. Легкая вода является од- ним из наиболее широко используемых водородсодержащих материалов, отвечающих всем перечисленным выше требованиям. Полиэтилен (СН2)П содержит больше атомов водорода в единице объема, чем легкая вода, однако он не так распространен и экономичен. Последняя не только слу- жит материалом для эффективной защиты от нейтронов, но и обеспе- чивает эффективный отвод тепла, генерируемого в материалах в резуль- тате поглощения ядерного излучения. Цементобетон, содержащий керамические материалы, минералы и воду, является одним из основных водородсодержащих материалов реакторной защиты (как от нейтронов, так и от 7-излучення). В дополнение к спе- цифическим свойствам, которыми должны обладать материалы защиты, бетон (особенно предварительно напряженный бетон) имеет высокую механическую прочность и его можно использовать для изготовления реакторной защиты сложной формы. В качестве материала защиты в ядерных реакторах бетон нашел наиболее широкое применение. Используемые для реакторной защиты бетоны можно классифициро- вать на обычный бетон и специальные бетоны [15-16]. Обычный бетон плотностью 2,3—2,5 г/см3 содержит по массе около 10% Н2 О или около (1,2—1,5) 1022 атомов Н в 1 см3. Специальные бетоны, плотность кото- рых может изменяться в пределах 3,5—5,5 г/см3, содержат по массе меньше 10% Н2О или меньше 1,2 • 1022 атомов Н в 1 см3. Для сравнения напомним, что вода плотностью 1 г/см3 содержит 6,7 • 1022 атомов Н в 1 см3, т.е. она более эффективно замедляет и термализует нейтроны. 256
Таблица 12. 2. Составы баритового бетона и железобетона и их макроскопические поперечные сечения Баритовый бетон Р = 3,5 г/см Содержание по массе, % Железобетон Р = 4,5 г/см3 Содержание по массе, % Барит 60 Железный скрап 57 Лимонит 22 Лимонит 26 Портландцемент 11 Портландцемент 13 Вода 7 Вода 4 Макроскопические сечения выведения быстрых нейтронов и поглощения у-излучения, см 1 Баритовый бетон Железобетон Обычный бетон Выведение Поглоще- Выведение Поглоще- быстрых ние 7* быстрых ние 7* нейтронов излучения нейтронов излучения Выведение Поглоще- быстрых ние 7* нейтронов излучения 0,105 0,101 0,16 0,13 0,085 0,066 чем бетон. Обычный и специальные бетоны очень часто используются в качестве ординарных материалов радиационной защиты, предназначен- ных для замедления нейтронов и ослабления у-излучения в ядерных реакторах. Специальные или тяжелые бетоны, которые нашли применение в пер- вую очередь в качестве материалов зашиты в исследовательских реакто- рах, включают: баритовый бетон, железобетон, железофосфористый бетон и железобористый бетон. В баритовом бетоне бариевые минералы, т.е. барит BaSO4 или витерит ВаСО3, и составляют большую часть запол- нителя, который в обычном бетоне состоит из смеси песка и гравия (SiO2). Плотность баритового бетона равна около 3,5 г/см3 (табл. 12.2). В железобетоне железная руда лимонит 2Fe2O3 • ЗН2О (содержащая железо и связанную воду) применяется вместо большей части песка и гравия. Кроме того, к железобетону добавляют железный скарп, увели- чивающий механическую прочность бетона [17]. В железофосфористом бетоне железо и оксиды фосфора замещают большую часть песка и гравия, которые содержатся в обычном бетоне. В этом бетоне лимонит 2Fe2O3 • ЗН2О содержит железо, необходимое для ослабления у-излучения, а кислоты Н3РО3, Н4Р2О7 и Н3РО4, обра- зующиеся согласно написанным ниже реакциям из оксидов фосфора Р2 О3 и Р2 О5, обеспечивают защиту от нейтронов: Р2О3 + ЗН2О * 2Н3РО3; Р2О5 + 2Н2О - Н4Р2О7; Р2О5 + ЗН2О - 2Н3РО4. (12.4) В железобористом бетоне лимонит 2Fe2O3 • ЗН2О и такие соедине- ния бора, как борная кислота Н3ВО3, бура Na2B4O7 • ЮН2О и колема- 9 —Зак 702 2 5 7
нит Ca2BeOj i 5Н2О, замещают большую часть песка и гравия обычного бетона. Для защиты от нейтронов железобористый бетон более эффекти- вен, чем железофосфористый. В дополнение к обычному и специальным бетонам гидриды металлов, имеющие высокие температуры плавления, могут служить материалами высокотемпературной защиты, предназначенными для замедления нейтро- нов путем неупругого и упругого рассеяния и ослабления у-излучения, имеющего как высокую, так и низкую энергию. Такие гидриды металлов, как ZrH2, TiH2, ThH2 и UH2, нашли применение в качестве материалов радиационной защиты исследовательских реакторов. Смесь высокообо- гащенного урана с гидридом циркония в оболочке из алюминия исполь- зовалась в качестве материала топлива, замедлителя и защиты в реакто- ре TRIGA [18]. Аналогичные смеси высокообогащенного урана с гидрида- ми TiH2, ThH2 или UH2 предлагались для некоторых реакторов косми- ческой техники [19, 20]. В общем случае водородсодержащие материалы, имеющие относи- тельно большую молекулярную массу, могут служить для замедления нейтронов и ослабления у-излучения при использовании их в качестве материалов защиты в ядерных реакторах. 12.6.3. Легкие вещества, содержащие бор. Большая часть легких ве- ществ имеет заметную замедляющую способность для быстрых нейтро- нов. Бор в виде бористых соединений имеет большое сечение захвата медленных и тепловых нейтронов и характеризуется небольшим вторич- ным у-излучением. В отличие от тяжелых и относительно тяжелых элемен- тов, которые применяются в первую очередь для защиты от у-излучения, легкие вещества, содержащие бор, используются в ядерном реакторе в основном для защиты от нейтронов. В гл. 3 и в § 12.3 обсуждались и анализировались такие материалы ор- ганов регулирования, как бор, его соединения и керамические материа- лы, содержащие бор. Эти материалы можно использовать также и для защиты от нейтронов. Борную кислоту Н3ВО3, буру Na2B4C>7 • ЗН2О, колеманит Са2В6О! i • 5Н2О или 2Са • ЗВ2О3Н2О и борал, представляю- щий собой различные смеси (или комбинации) В4С и алюминия, можно смешать с легкими веществами для замедления быстрых нейтронов и захвата медленных и тепловых нейтронов с небольшим или слабым вто- ричным у-излучением. В смесях можно использовать как естественный бор, так и бор, обогащенный бором-10. 12.6.4. Материалы и основные задаш проектирования защиты реакто- ра. Для известных или рассчитанных интенсивности источника излучения или мощности дозы излучения ядерного реактора необходимо подобрать материалы защиты таким образом, чтобы они эффективно выполняли свои основные функции, т.е. обеспечивали тепловую и биологическую защиту и защиту оборудования и приборов. При этом наибольшее зна- чение имеет биологическая защита, предохраняющая обслуживающий персонал и население от облучения. Что касается обсуждавшихся выше материалов защиты, то такие тя- желые и относительно тяжелые элементы, как свинец, висмут, тантал, вольфрам и железо, предназначены в первую очередь для ослабления и 258
Расстояние ат центра, активной зоны, см Рис. 12.5. Распределение потоков нейтронов в радиальном направлении в защите: 1 - поток быстрых нейтронов; 2 - поток тепловых нейтронов; 3 - ось актив- ной зоны; 4 - активная зона реактора; 5 - край активной зоны; б — вода; 7 - стальная тепловая защита; 8 - стальной корпус реактора; 9 - воздух; 10 - биоло- гическая защита поглощения 7-излучения, водородсодержащие материалы, подобные лег- кой воде, обычному бетону, специальным (тяжелым) бетонам и гидри- дам металлов, предназначены для замедления быстрых нейтронов, поглощения медленных и тепловых нейтронов и ослабления у-излуче- ния, а такие содержащие бор легкие вещества, как борная кислота, бура, карбид бора, колеманит или борал, предназначены в первую очередь для захвата медленных и тепловых нейтронов с небольшим вторичным у-из- лучением. Защита ядерного реактора может быть обеспечена путем соот- ветствующего распределения материалов защиты с учетом их основного назначения и максимально допустимых уровней мощности дозы излуче- ния, установленных для различных точек реактора. На рис. 12.5 и 12.6 представлены типичные результаты расчетов при проектировании защиты для реактора FWR, работающего при электрической мощности 100 МВт. На рис. 12.5 показано распределение потоков быстрых и тепловых нейт- ронов в радиальном направлении в тепловой защите, представляющей собой чередование слоев воды и стали, и в биологической защите, вклю- чающей такие материалы, как бор, свинец, сталь и бетон. На рис. 12.6 для тех же материалов защиты показано распределение мощности дозы первичного и вторичного у-излучений [11, 12]. Из представленных кривых видно, что поток быстрых нейтронов мо- нотонно убывает, в то время как поток тепловых нейтронов увеличи- вается в воде в результате эффекта замедления, уменьшается в стали в результате захвата нейтронов и затем увеличивается в результате замедле- ния и термализации быстрых нейтронов в бетоне. Мощность дозы пер- вичного у-излучения нормально снижается в стали, свинце и бетоне, тогда как мощность дозы вторичного у-излучения снижается медленнее и era- s’ 259
Рис. 12.6. Распределение мощности дозы D первичного и вторичного 7-излучений в радиальном направлении в защите: 1 - первичное 7-излучение; 2 - вторичное 7-излучение; 3 - ось активной зоны; 4 — активная зона реактора; 5 — край активной зоны; 6 — вода; 7 — стальная тепло- вая защита; 8 — стальной корпус реактора; 9 - воздух; 10 — биологическая защита новится существенно больше мощности дозы первичного 7-излучения в результате поглощения тепловых нейтронов и испускания вторичного 7-излучения в защите. 12.6.5. Основные параметры вторичного 7-излучения и фактор на- копления. Изменение мощности дозы вторичного 7-излучения зависит главным образом от: 1) распределения потока тепловых нейтронов и энергетического спектра быстрых нейтронов, 2) сечения поглощения (или захвата) тепловых нейтронов для различных элементов, входящих в хи- мический состав воды, стали, обычного бетона, специальных бетонов и т.д., 3) энергетического спектра вторичного 7-излучения (захватного или образующегося при распаде), испускаемого в результате поглощения нейтронов, и 4) степени ослабления первичного и вторичного 7-излучения в воде, стали и бетонах. Поскольку поперечное сечение поглощения (или захвата) нейтронов (в частности, тепловых нейтронов) изменяется при переходе от одного элемента к другому, число вторичных 7-квантов, испускаемых при погло- щении нейтрона, и их энергия различны для каждого элемента. В табл. 12.3 приведены данные по среднему числу 7-квантов, испускае- мых при захвате одного нейтрона различными элементами, которые мо- гут встречаться в обычных материалах защиты ядерных реакторов [9,22—25]. Эти данные определены экспериментально и относятся ко вторичному или захватному 7-излучению, испускаемому при захвате теп- ловых нейтронов. Проектирование реакторной защиты часто осложняется из-за необхо- димости учета фактора накопления В (дх), который является функцией в первую очередь энергии 7-излучения Е, коэффициента поглощения ма- териала защиты д и векторной толщины защиты х. Для точечного изо- тропного источника излучения [см. (12.3)] фактор накопления можно 260
Таблица 12.3. Среднее число вторичных 7-квантов, испускаемых при захвате нейтрона Энергия вторичных 7-квантов, МэВ мент 0-1 1-2 2-3 3-4 4-5 5-6 6-7 7-8 8-9 9-10 н — — 2,23 — — — — — — о — — — — — 1,00 1,02 — — — 6 Li — — — — — — — 7,40 — — Be — — — 0,85 — — 5,12 — — — 10В — — — — 3,51 — 0,19 — — — С — — — 1,10 3,47 — — — — — N — — — 1,15 0,72 5,06 1,07 0,66 0,35 — F — — — — 1,83 3,20 2,82 — — — Na 0,80 0,30 1,44 1,05 — 0,33 0,83 — — — Mg — — 0,62 2,68 0,25 0,31 0,27 0,01 0,26 0,05 Al — — — 1,29 1,29 0,51 0,42 1,90 — — Si — 0,37 1,61 2,14 3,89 0,47 0,92 0,62 0,14 — P — — — 2,17 1,51 0,66 1,04 0,58 — — S 0,40 — 1,77 1,62 1,92 4,64 0,29 0,22 0,09 — Cl 0,40 — 1,57 1,07 1,57 1,45 1,89 1,06 0,12 — К 0,24 0,61 0,83 1,80 1,86 1,99 0,24 0,39 0,01 — Ca 0,07 0,94 0,41 1,08 1,96 1,28 2,32 0,07 — — Fe 0,05 0,30 0,20 0,37 0,45 0,84 0,67 2,66 0,25 0,20 Ti 0,14 1,59 0,08 0,37 0,72 0,09 6,58 0,11 0,02 0,01 Zr — — — 2,52 1,71 1,07 1,15 0,15 0,11 — Nb — — — 1,22 0,88 0,68 0,20 0,04 — — In — — — 0,76 0,55 0,26 — — — —. Ta — — — — 0,05 0,10 0,04 — — — W — — — 1,28 0,77 0,58 0,33 0,03 — — Pb — — — — — — — 7,40 — — Bi — — — — 4,17 — — — — 238U 0,30 — 0,43 — — — — — — — Таблица 12.4. Фактор накопления дозы для изотропного точечного источника Мате- риал защиты AU Энергия вторичного (захватного) 7-излучения, МэВ 0,5 1,0 2,0 3,0 4,0 6,0 8,0 10 Н2О 1 2,52 2,13 1,83 1,69 1,58 1,46 1,38 1,33 2 5,14 3,71 2,77 2,42 2,17 1,91 1,74 1,63 4 14,3 7,68 4,88 3,91 3,34 2,76 2,40 2,19 7 38,8 16,2 8,46 6,23 5,13 3,99 3,34 2,97 10 77,6 27,1 12,4 8,63 6,94 5,18 4,25 3,72 15 178 50,4 19,5 12,8 9,97 7,09 5,66 4,90 20 334 82,2 27,7 17,0 12,9 8,85 6,95 5,98 Fe 1 1,98 1,87 1,76 1,55 1,45 1,34 1,27 1,20 2 3,09 2,89 2,43 2,15 1,94 1,72 1,56 1,42 4 5,98 5,39 4,13 3,51 3,03 2,58 2,23 1,95 261
Таблица 12.4 (продолжение) Мате- риал защиты Дх Энергжя вторичного (захватного) y-излучения, МэВ 0,5 1,0 2,0 3,0 4,0 6,0 8,0 10 Fe 7 11,7 10,2 7,25 5,85 4,91 4,14 3,49 2,99 10 19,2 16,2 10,9 8,51 7,11 6,02 5,07 4,35 15 35,4 28,3 17,6 13,5 11,2 9,89 8,50 7,54 20 55,6 42,7 25,1 19,1 16,0 14,7 13,0 12,4 Pb 1 1,24 1,37 1,39 1,34 1,27 1,18 1,14 1,09 2 1,42 1,69 1,76 1,68 1,56 1,40 1,30 1,20 4 1,69 2,26 2,51 2,43 2,25 1,97 1,74 1,58 7 2,00 3,02 3,66 3,75 3,61 3,34 2,89 2,52 10 2,27 3,74 4,84 5,30 5,44 5,69 5,07 4,34 15 2,65 4,81 6,87 8,44 9,80 13,8 14,1 12,5 20 2,73 5,86 9,00 12,3 16,3 32,7 44,6 39,2 Бетон 1 2,8 2,2 1,7 1,65 1,61 1,55 1,46 1,35 (р-2,35 2 4,5 3,6 2,8 2,4 2,25 1,95 1,75 1,65 г/см3) 4 9,8 7,8 4,9 3,8 3,3 2,75 2,42 2,21 7 21,4 15,0 8,4 6,2 5,0 4,0 3,31 3,02 10 37,1 24,2 12,3 8,6 6,8 5,2 4,31 3,82 15 65,2 43,1 19,2 12,6 9,9 7,1 5,72 5,11 20 125,0 70,1 27,1 17,0 13,2 9,1 7,21 6,32 выразить простым аналитическим уравнением [11,21]: BQix) = 1 + Ъцх, (12.5) где b — параметр (b < 1). Например, для случая ослабления свинцом жесткого у-излучения от плоского однонаправленного источника па- раметр b составляет от 1/3 до 1/2. Значения фактора накопления для точечного изотропного источника приведены в табл. 12.4 [9]. В дополнение к данным по вторичному у-излучению и фактору накоп- ления, приведенным в табл. 12.3 и 12.4, в литературе имеется большое число диаграмм по проектированию защиты, стандартов и нормалей для основных материалов, используемых при создании защиты [8—10, 13, 14, 16, 17, 25,26]. 12.7. СИСТЕМЫ АВАРИЙНОЙ ЗАЩИТЫ РЕАКТОРА И ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В НИХ МАТЕРИАЛЫ Для исключения чрезмерного риска для здоровья и безопасности лю- дей атомные электростанции должны быть укомплектованы соответст- вующим надежным оборудованием систем аварийной защиты реакторов. Системы аварийной защиты атомных электростанций состоят из первич- ных и вторичных систем аварийной защиты (см. § 3.8). Первичные и вторичные системы аварийной защиты могут включать систему аварий- ного охлаждения активной зоны, систему автоматического сброса дав- ления, систему изоляции с противоаварийными оболочками, систему охлаждения противоаварийной оболочки (или резервную систему охлаж- 262
дения активной зоны), систему регулирования и защиты реактора с по- мощью контрольно-измерительных приборов, установленных в реакторе и в помещениях АЭС, систему контроля образования трещин и течей и т.д. [27—30]. Для изготовления различных компонентов систем аварийной защиты реакторов, включающих сосуды, клапаны, насосы, защитную аппаратуру, регулирующее оборудование и измерительные приборы, используются самые разнообразные реакторные материалы. Однако основными мате- риалами систем аварийной защиты являются конструкционные стали, нержавеющие стали, армированный бетон, легкая вода, борированная вода (борная кислота), алюминий и медь. 12.7.1. Система аварийного охлаждения активной зоны при аварии с потерей теплоносителя. Основное требование, которое предъявляется к системе аварийной защиты в процессе проектирования, анализа и экс- плуатации реактора, заключается в том, что система защиты должна обес- печить безопасность в случае аварии с потерей теплоносителя (максималь- ная проектная авария). Любое неожиданное прекращение потока теплоно- сителя через активную зону реактора может привести к серьезным по- следствиям для атомной электростанции в целом. Прекращение потока может произойти в результате поломки циркуляционного насоса или клапана или в результате разрыва главного трубопровода на входе в кор- пус реактора или на выходе из корпуса реактора. На АЭС с реакторами PWR рассматриваемый разрыв трубопровода может произойти в одной из первичных охлаждающих петель (рис. 12.7), а на АЭС с реакторамй BWR разрыв трубопровода может иметь место в рециркуляционной петле (рис. 12.8). В усовершенствованных газоохлаждаемых реакторах и в вы- сокотемпературных газоохлаждаемых реакторах первичные охлаждающие петли расположены внутри корпусов реакторов из предварительно напря- женного бетона. Случай, соответствующий поломке насоса или клапана или разрыву трубопровода в реакторах PWR и BWR, в результате кото- рых произойдет авария с потерей теплоносителя, в газоохлаждаемых реакторах связан с нарушением герметичности одной из проходок в корпусе из предварительно напряженного бетона, и быстрой утечкой гелиевого теплоносителя. Такая авария в высокотемпературных газоох- лаждаемых реакторах называется проектной аварией с разгерметизацией. На случай такой аварии высокотемпературные газоохлаждаемые реакто- ры имеют вспомогательную систему охлаждения активной зоны, которая выполняет те же или эквивалентные функции, что и система аварийного охлаждения активной зоны в реакторах PWR и BWR. Таким образом, основную роль в обеспечении безопасности в случае аварии с потерей теплоносителя или проектной аварии с разгерметизацией играют система аварийного охлаждения активной зоны в реакторах PWR и BWR и вспомогательная система охлаждения активной зоны в вы- сокотемпературных газоохлаждаемых реакторах. Без таких систем может иметь место плавление оголенных твэлов в активной зоне в результате перегрева под действием теплоты деления. Система аварийного охлаждения активной зоны и спринклерная систе- ма в реакторах PWR. Систему аварийного охлаждения активной зоны 263
Рис. 12.7. Схематическое расположение основных компонентов первичных охлаж- дающих петель реакторов PWR и ядерной паропроизводящей системы I - компенсатор объема; 2 - вывод пара (на турбину); 3 - парогенератор. 4 - циркуляционный насос; 5 - активная зона реактора; 6 - корпус реактора; 7 - охлаждающая петля; 8 - ввод подпиточной воды (из конденсатора) Рис. 12.8. Сечение реактора BWR по ре- циркуляционным петлям- I - сухопарник; 2 - паросушитель; 3 - уровень воды; 4 - экран активной зоны; 5 - подача подпиточной воды; 6 - ресивер; 7 - эжектор; 8 - нижнее пространство; 9 — верхнее простран- ство; 10 - рециркуляционный насос; 11 - опускное пространство; 12 - топливные кассеты (активная зона) и каналы для теплоносителя; 13 - сепа- ратор пара; 14 — паропровод к паровой турбине 264
Рис. 12.9. Схема системы ава- рийного охлаждения активной зо- ны реактора PWR 1 - стальной накопительный бак; 2 - парогенератор; 3 - глав- ная система охлаждения; 4 - ус- тановка инжекции теплоносителя низкого давления; 5 - бак с во- дой; 6 - корпус реактора; 7 - теплообменник для снятия оста- точного тепла; 8 - насос; 9 — активная зона реактора; 10 — установка инжекции теплоносите- ля высокого давления; II - бассейн-отстойник реактора PWR можно разделить на пассивную подсистему и активную, как это показано на рис. 12.9. Пассивная подсистема состоит из большого стального накопительного бака (один бак в каждой первичной петле) с борированной водой (Н3ВО3). Свободное пространство над зеркалом воды заполнено азотом при давлении около 4,5 МПа. Если давление внутри корпуса реактора упадет ниже этого значения, произойдет сраба- тывание обратного клапана и вода из накопительных баков поступит во входные трубопроводы первичных охлаждающих петель и из них в ак- тивную зону реактора. Активная подсистема состоит из установки для инжекции теплоносителя низкого давления и установки для инжекции теплоносителя высокого давления. В установке низкого давления насо- сы берут воду либо из большого резервного бака, либо из бассейна- отстойника, расположенного в нижней части противоаварийной оболоч- ки. Вода проходит через теплообменники и инжектируется в выходные (горячие) трубопроводы первичных охлаждающих петель. После нор- мальной остановки реактора установка низкого давления используется также для удаления из активной зоны тепла, генерируемого в результате распада продуктов деления. В установке для инжекции теплоносителя высокого давления используется насос, непрерывно работающий в нор- мальных условиях для подачи борной кислоты в теплоноситель и осуще- ствления химического регулирования (см. § 12.3). По сигналу системы аварийного охлаждения активной зоны всас насоса быстро переключается и насос начинает перекачивать воду из резервного бака через емкость с борной кислотой во входные (холодные) трубопроводы первичной си- стемы охлаждения. В целом пассивная подсистема предназначена для быстрого автома- тического охлаждения активной зоны в случае разрыва главного трубо- провода. Если эту систему не использовать, то до начала работы активной подсистемы аварийного охлаждения активной зоны, действующей от электрических приводов, может произойти оголение части твэлов с их последующим перегревом и плавлением. В дополнение к системе аварийного охлаждения активной зоны верх- няя часть здания реактора PWR оборудована соплами для разбрызгивания воды. Система разбрызгивания (с соответствующим дублированием) 265
Р н с. 12.10. Схема системы разбрызгивания в здании реактора PWR: 1 - разбрызгивающее сопло; 2 - коллектор системы разбрызгивания; 3 - бак с тиосульфатом натрия; 4 — бак с борной кислотой; 5 - противоаварийная оболочка (здание) реактора; 6 - насос системы разбрызгивания; 7 - бак с гидрок- сидом натрия; 8 - корпус реактора; 9 - насос системы удаления теплоты распада; 10 — активная зона; 11 - бетонное основание; 12 — бассейн-отстойник соединена с резервным баком с водой и с бассейном-отстойником внутри противоаварийной оболочки (рис. 12.10). Разбрызгивание воды через коллектор и сопла предназначено для выполнения трех основных задач: 1) охлаждения и конденсации горячего пара и, следовательно, уменьшения давления внутри противоаварийной оболочки и здания реак- тора до нормального, 2) удаления или смывания продукта деления — йода, выделяющегося в активной зоне из твэлов (для снижения мощности дозы излучения за пределами АЭС до максимально допустимого уровня) и 3) уменьшения количества радиоактивных материалов, которые могут просочиться за пределы здания реактора. Кроме того, атмосфера внутри противоаварийной оболочки непрерывно рециркулируется с использо- ванием воздуходувок и фильтров различных типов. Гидроксид натрия NaOH, содержащийся в баке (см. рис. 12.10), необ- ходим для поддержания определенного значения pH в системе разбрыз- гивания [31]. Оно должно быть достаточно высоким, чтобы способство- вать поглощению молекулярного иода, и в то же самое время достаточно низким, чтобы не приводить к чрезмерной коррозии (7 < pH < 10). Тиосульфат натрия может добавляться для удаления метилиода. После опорожнения баков с борной кислотой и гидроксидом натрия насосы системы разбрызгивания и системы удаления теплоты распада будут рециркулировать воду из бассейна-отстойника, расположенного в здании реактора. К этому времени тиосульфат натрия попадает в активную зону реактора. Радиоактивность атмосферы внутри противоаварийной оболочки обусловлена в первую очередь такими инертными газообразными про- дуктами деления, как 8sKr и 133Хе. Высокое давление внутри противо- аварийной оболочки может автоматически привести в действие систему вентиляции и охлаждения внутренней атмосферы, которая состоит из воз- духодувок, вентиляторов и фильтров, расположенных в верхней части противоаварийной оболочки и предназначенных для рециркуляции и 266
Р и с. 12.11. Схема системы аварий- ного охлаждения активной эоны ре- актора BWR: 1 — бак с конденсатом; 2 - вто- ричная противоаварийная оболочка; 3 - система автоматического сбро- са давления; 4 — система инжек- ции теплоносителя высокого давле- ния в активной зоне; 5 — система инжекции или разбрызгивания теп- лоносителя низкого давления; 6 - теплообменник для удаления оста- точного тепла; 7 — корпус реакто- ра; 8 — бассейн-отстойник системы сброса давления; 9 - система ин- жекции теплоносителя низкого давления; 10 - система разбрызгивания теплоно- сителя высокого давления очистки воздуха внутри помещения. В систему охлаждения атмосферы входят влагоотделители и установки для удаления тумана, предназна- ченные для очистки воздуха от паров воды перед фильтрованием. Си- стема разбрызгивания и система вентиляции и охлаждения внутренней атмосферы действуют в здании реактора совместно. В качестве материалов накопительного бака с водой системы аварий- ного охлаждения активной зоны, баков с борной кислотой, гидроксидом натрия и тиосульфатом натрия системы разбрызгивания и системы трубо- проводов используются конструкционная сталь, плакированная никеле- вым сплавом, армированный бетон, облицованный нержавеющей сталью, циркалой и материалы, применяемые для изготовления труб. Нержа- веющие стали, никелевые сплавы и циркалой-4 обладают высокой корро- зионной стойкостью в применяемых химических растворах. Конструк- ционная сталь, алюминий и медь из-за их коррозии нашли ограниченное применение для работы в контакте с растворами системы разбрызги- вания. Система аварийного охлаждения активной зоны и спринклерная систе- ма в реакторах BWR. Система аварийного охлаждения активной зоны и спринклерная система в реакторах BWR аналогичны соответствующим системам реакторов PWR и содержат большое количество разнообразного оборудования (в некоторых случаях дублированного), предназначенного для сведения к минимуму последствий от аварии с потерей теплоноси- теля. Номенклатура этого оборудования может быть различной для разных АЭС и зависит от конструкции реакторов BWR и PWR. Типичные для реакторов BWR система аварийного охлаждения активной зоны и система разбрызгивания состоят из системы инжекции или разбрызгива- ния: 1) теплоносителя низкого давления; 2) теплоносителя высокого давления в активной зоне и 3) теплоносителя низкого давления в актив- ной эоне (рис. 12.11). Эти инжекционные системы вместе с противоава- рийными оболочками и бассейном-отстойником системы сброса давления должны правильно функционировать при аварии с потерей теплоносителя на реакторе BWR. Одни и те же материалы используются как в реакто- 267
pax BWR, так и в реакторах PWR для системы аварийного охлаждения активной зоны и спринклерной системы. Если главные циркуляционные насосы не в состоянии поддержать нужный уровень воды в корпусе реактора, вода может нагнетаться из ре- зервного бака с конденсатом и из бассейна-отстойника системы сброса давления с помощью системы инжекции или разбрызгивания теплоноси- теля высокого давления в активной зоне (рис. 12.11). Вода попадает в корпус реактора либо через специальный кольцевой коллектор с раз- брызгивающими соплами, расположенный над активной зоной, либо че- рез трубопровод для нормальной подпитки воды. Если и в этом случае система инжекции или разбрызгивания теплоно- сителя высокого давления не в состоянии поддержать нужный уровень воды, давление внутри корпуса реактора сбрасывается. Сброс давления осуществляется путем автоматического открывания предохранительных клапанов, расположенных на главном паропроводе. Пар из корпуса реак* тора попадает внутрь первичной противоаварийной оболочки (сухой ко- лодец) , а затем он конденсируется в бассейне-отстойнике системы сброса давления. После сброса давления в корпусе реактора начинают действо- вать система инжекции или разбрызгивания теплоносителя низкого давле- ния и система инжекции или разбрызгивания теплоносителя низкого дав- ления в активной зоне. С помощью первой системы вода инжектируется из бассейна-отстойника непосредственно в рециркуляционные петли реак- тора, а с помощью электрических насосов второй системы вода из бассей- на-отстойника подается в кольцевой коллектор с разбрызгивающими соплами, расположенный над активной зоной, как в системе разбрызги- вания теплоносителя высокого давления. Эти меры позволяют довести уровень теплоносителя в активной зоне реактора BWR до нормального проектного значения. Во всех случаях вся вода, вытекающая из разорванных трубопроводов (или системы аварийного охлаждения) как в реакторах PWR, так и в реак- торах BWR, собирается в бассейне-отстойнике, конструкция которого за- висит от модели реактора. Этим обеспечивается неограниченный источник охлаждающей воды, необходимой для работы системы аварийного охлаж- дения активной зоны и системы разбрызгивания. На АЭС с современными реакторами BWR имеется также система фильтрации, рециркуляции и вентиляции, предназначенная для снижения выделения аэрозольной радиоактивности в окружающую среду. Проектная авария с разгерметизацией в реакторах HTGR. Проектная авария с разгерметизацией в высокотемпературных газоохлаждаемых реакторах (HTGR) связана со значительно менее серьезными последствия- ми, чем авария с потерей теплоносителя в легководных реакторах. Одна из основных причин такого положения заключается в том, что большая масса графита в реакторе HTGR, имеющего высокую теплоемкость и прекрасную теплопроводность, позволяет обеспечить плавное и контро- лируемое изменение температуры активной зоны в переходном периоде. Кроме того, при использовании однофазного гелиевого газообразного теплоносителя мгновенное снижение давления в реакторе не приводит к потере всего теплоносителя. 268
Применяемые во вспомогательных системах охлаждения активных зон реакторов HTGR материалы включают предварительно напряженный бетон, конструкционную сталь, облицовку из нержавеющей стали, мате- риалы трубопроводов и т.д. Авария с расплавлением топлива и разрушением активной зоны в бы- стрых реакторах-размножителях с жидкометаллическим теплоносителем (LMFBR). Выполненные до настоящего времени исследования систем LMFBR показали, что наихудшая из возможных гипотетических аварий в быстрых реакторах такого типа влечет за собой плавление и последую- щее разрушение части активной зоны. Такая авария, обусловленная по- терей натриевого теплоносителя, была названа аварией с расплавлением топлива и разрушением активной зоны [32—36]. Эта авария в реакторах LMFBR эквивалентна аварии с потерей теплоносителя в легководных реакторах (PWR или BWR). Тем не менее авария с расплавлением топли- ва и разрушением активной зоны в реакторе LMFBR может вызвать более серьезные проблемы, чем авария с потерей теплоносителя в реакторе PWR, по некоторым рассмотренным ниже основным причинам. 1. Эффективное время генерирования нейтронов или эффективное вре- мя жизни нейтронов в реакторе MMFBR составляет около 10“7 с по сравнению с 10-4 с в тепловых реакторах, осуществлять регулирование которых значительно легче. 2. Удельная мощность (кВт/кг U-Pu) или плотность энерговыделения (кВт/см3 U-Pu) в реакторах LMFBR примерно в 10—15 раз больше, чем в реакторах PWR (и в 20-30 раз больше, чем в реакторах BWR). Поэтому повышение температуры топлива в реакторе LMFBR будет происходить значительно быстрее, чем в легководных реакторах во время аварии с потерей теплоносителя. 3. Температуры оболочек твэлов реактора LMFBR (600—650 °C) превышают температуры оболочек твэлов реактора PWR (320-370 °C). Однако температура плавления нержавеющей стали 316, используемой в качестве материала оболочек твэлов реактора LMFBR, существенно ниже температуры плавления циркалоя-4, используемого в качестве ма- териала оболочек твэлов реактора PWR (см. гл. 10). 4. Температуры плавления уран-плутониевого топлива, а также (U, Ри)О2 и (U, Ри)С ниже температур плавления U, UO2 или UC, так как уран имеет значительно более высокую температуру плавления (1130 °C), чем плутоний (640 °C) (см. гл. 6—8). 5. Из-за большого количества плутония в активной зоне реактора LMFBR, перераспределения топливного материала в активной зоне во время аварии с потерей теплоносителя и последующего частичного плав- ления топлива может сохраниться сверхкритическое состояние, в ре- зультате чего произойдет авария с разрушением активной зоны. Существуют корпуса реакторов LMFBR бассейнового типа, который используется в реакторе EBR-1I, и петлевого типа, который используется в установке FFTF и в быстром реакторе-размножителе Clinch River [37—39]. В корпусе бассейнового типа активная зона реактора, насосы первичной системы охлаждения, трубопроводы и промежуточные теп- лообменники погружены в жидкий натриевый теплоноситель. В стенках 269
корпуса (бассейна) нет проходок, расположенных ниже уровня натрия. С другой стороны, в реакторе с корпусом петлевого типа все насосы первичной системы охлаждения, трубопроводы и теплообменники рас- положены снаружи корпуса. Реакторы того н другого типа имеют свои преимущества и свои недостатки, касающиеся аварии с потерей тепло- носителя и аварии с расплавлением топлива н разрушением активной зоны [37]. Что касается системы аварийной защиты реактора LMFBR, то до на- стоящего времени еще не разработана специальная концепция аварий- ного охлаждения активной зоны. Тем не менее основные материалы для корпуса реактора, первичной противоаварийной оболочки и вторичной противоаварнйной оболочки были выбраны. Такими материалами яв- ляются соответственно нержавеющая сталь 304, специальный армирован- ный бетон и обычный бетон в сочетании с водородсодержащими веще- ствами. 12.7.2. Система сброса давления. Система сброса давления является важным компонентом систем аварийной защиты реактора, особенно на АЭС с реакторами BWR. Эта система состоит главным образом из то- роидальной или цилиндрической камеры для сброса давления, предохра- нительных клапанов и каналов большого сечения. Перечисленное обору- дование расположено между первичной и вторичной противоаварийными оболочками, как это показано на рис. 12.12 (ранняя модель фирмы General Electric). Типичная АЭС с реактором BWR (так же, как и типичная АЭС с реак- тором PWR) для обеспечения безопасности населения должна иметь пер- вичную и вторичную противоаварнйные оболочки. Система сброса давле- ния, расположенная между двумя противоаварийными оболочками, мо- жет автоматически приводиться в действие при резком повышении или пульсации давления внутри первичной противоаварнйной оболочки в ре- зультате аварии с Потерей теплоносителя. Задача системы сброса давления Рис. 12.12. Сухой колодец (имеющий форму лампы накаливания) системы сброса давления и две противоаварий- ные оболочки для реактора BWR: 1 - купол противоаварийной обо- лочки; 2 — мостовой кран; 3 — кор- пус реактора; 4 - бассейн для топли- ва; 5 — бассейн с сепаратором пара и паросушителем; 6 — первичная про- тивоаварийная оболочка; 7 - сухой колодец, имеющий форму лампы на- каливания; 8 - уровень земли; 9 - вторичная противоаварийная оболочка; 10 - выпускной клапан; 11 - торои- дальная камера для сброса давления; 12 - основание корпуса реактора; 13 - металлическая оболочка; 14 - защитная стенка 270
заключается в предотвращении резкого всплеска давления и его пульса- ции внутри корпуса реактора и внутри сухого колодца (см. рис. 12.12) во время аварии с потерей теплоносителя. Внезапное повышение давления происходит настолько резко, что предохранительные клапаны открывают доступ поздуху, пару и водяным брызгам через каналы большого сечения к тороидальной или цилиндрической камере для сброса давления (КСД) (или к бассейну). Тем самым давление эффективно снижается. Сконденсированный пар и водяные брызги осаждаются в камере для сброса давления и увеличивают объем воды в бассейне-отстойнике. Эта вода из бассейна-отстойника нагнетается в рециркуляционные петли реактора с помощью системы инжекции теплоносителя низкого давления (см. п. 12.7.1). Чтобы дать представление об основных характеристиках системы сбро- са давления, ниже приведены наиболее важные проектные данные по кон- струкциям сухого колодца, имеющего форму лампы накаливания, и ка- меры для сброса давления (КСД) атомной электростанции с реакто- ром BWR. Свободный объем сухого колодца, м3 ............... 4650 Внутреннее давление сухого колодца, Па............ 6800 Внешнее давление сухого колодца, Па...............290 Температура сухого колодца, С.....................150 Коэффициент потери давления на входе в наклонный канал.............................................6,2-6,8 Свободный объем сухого колодца/свободный объем камеры для сброса давления (КСД)...................1,33 Свободный объем сухого колодца/объем бассейна- отстойника системы сброса давления ................1,62 Свободный объем сухого колодца/объем системы охлаждения реактора................................7,50 Свободный объем КСД, м3 .......................... 3520 Внутреннее давление КСД, Па....................... 6800 Внешнее давление КСД, Па..........................290 Температура КСД, °C...............................105 Объем воды в бассейне-отстойнике системы сброса давления, м3 ..................................... 2480 Объем бассейна-отстойника системы сброса давления, м3 ............................................... 2880 Глубина погружения выходных отверстий трубопрово- дов в воду бассейна-отстойника, м .................1,25 Диаметр (или эквивалентный диаметр) канала, м .... 0,6-0,8 Объем системы охлаждения реактора, м3.............620 Объем системы охлаждения реактора/объем бассейна- отстойника системы сброса давления ...............0,215 Система сброса давления реактора PWR, известная под названием си- стемы ледяного конденсатора, состоит из трех отсеков: 1) нижнего отсека, в котором расположены ядерный реактор и пер- вичная система охлаждения; 2) среднего отсека с большим количеством борированного льда, хра- нящегося в специальных корзинах; 3) верхнего отсека, представляющего собой большой резервуар для сбора сжатого воздуха при аварии с потерей теплоносителя. 271
Борированный лед (Н3ВО3) может служить для захвата тепловых и надтепловых нейтронов, поглощения тепловой энергии, конденсации пара и влаги воздуха и уменьшения всплесков давления в корпусе реактора. Свободный объем конденсатора с борированным льдом зависит от разме- ра реактора PWR (конструкция фирмы Westinghouse Electric). Основными материалами систем сброса давления реакторов BWR и PWR являются конструкционная сталь, сосуды из армированного бетона, об- лицованного нержавеющей сталью, предохранительные клапаны пружин- ного типа и материалы трубопроводов. Выбор материалов для создания сухих колодцев и камер или бассейнов систем сброса давления базируется на требованиях, предъявляемых к общим и специфическим свойствам этих материалов (см. гл. 2). 12.7.3. Система изоляции с противоаварийными оболочками. Для предотвращения чрезмерного риска для здоровья и безопасности людей в каждой атомной электростанции должны быть продублированы крити- ческие компоненты, система регулирования (см. § 12.3), генераторы энергии (основные паровые турбины и резервные газовые турбины) и противоаварийные оболочки (барьеры). Основная задача создания не- скольких (по крайней мере двух) противоаварийных оболочек за- ключается в изоляции одного отсека или одной части атомной электро- станции от другой в случае аварии с потерей теплоносителя, проектной аварии с разгерметизацией или аварии с расплавлением топлива и разру- шением активной зоны. Как уже обсуждалось в предыдущем разделе, АЭС с реактором BWR имеет две противоаварийные оболочки: первичную противоаварийную оболочку, вмещающую активную зону, корпус реактора, защитную стенку и металлическую оболочку, и вторичную противоаварийную обо- лочку, в которой размещены установки для загрузки, выгрузки и охлаждения топлива, сепаратор пара и паросушитель, система сброса дав- ления и т.д. Сухой колодец ранней модели, имеющий форму лампы на- каливания, система сброса давления и две противоаварийные оболочки показаны на рис. 12.12. Для сравнения на рис. 12.13 представлена со- временная более простая система изоляции с противоаварийными обо- лочками АЭС с реактором BWR. Сухой колодец, имеющий форму лам- пы накаливания, и тороидальная камера для сброса давления в современ- ной модели заменены на увеличенный внутренний сухой колодец, пер- вичную противоаварийную оболочку и бассейн-отстойник кольцевой формы, входящий в систему сброса давления и расположенный внутри вторичной противоаварийной оболочки. Каналы большого сечения также заменены на многочисленные горизонтальные и наклонные отверстия, предназначенные для прохода воздуха, пара и водяных брызг внутрь системы сброса давления при аварии с потерей теплоносителя. Скон- денсированный пар и водяные брызги, собирающиеся в бассейне-отстойни- ке системы сброса давления (заполненном водой в нормальном состоянии примерно наполовину), можно использовать затем в системах раз- брызгивания теплоносителя высокого и низкого давления (см. рис. 12.11). 272
1 1 Рис. 12.13. Упрощенная система изоляции с противоаварийными оболочками совре- менного реактора BWR-6 (фирма General Electric) 1 — купол противоаварийной оболочки; 2 - защитное здание; 3 — противо- аварийная оболочка; 4 - верхний бассейн; 5 - корпус реактора; 6 - сухой коло- дец; 7 — защитная стенка реактора; 8 — активная зона реактора; 9 — стенка водо- слива; 10 - горизонтальные отверстия; 11 — бассейн-отстойник системы сброса давления; 12 — вторичная противоаварийная оболочка; 13 — стенка сухого колод- ца; 14 — первичная противоаварийная оболочка Рис. 12.14. Схема системы изоляции с противоаварийными оболочками типичного реактора PWR (фирма Westinghouse Electric). 1 - спринклерная система охлаждения противоаварийной оболочки; 2 - сталь- ная облицовка; 3 - мостовой кран; 4 - парогенераторы; 5 - циркуляционные насосы; 6 - корпус реактора; 7 - вторичная противоаварийная оболочка; 8 - пер- вичная противоаварийная оболочка; 9 - активная зона реактора; 10 - защитная стенка реактора; 11 - основание корпуса реактора; 12 - накопители (бассейн- отстойник системы сброса давления) На рис. 12.14 схематически показана типичная система изоляции с про- тивоаварийными оболочками АЭС с реактором PWR. Первичная проти- воаварийная оболочка окружает активную зону реактора, корпус реакто- ра, регулирующие стержни, систему охлаждения реактора и тепловую защиту. Вторичная противоаварийная оболочка окружает парогенерато- ры, компенсатор объема, клапаны и насосы системы охлаждения, на- копительный бак с водой (или бассейн-отстойник системы сброса дав- ления) , систему разбрызгивания и другие системы, предусмотренные на случай аварии с потерей теплоносителя. При наличии большого количе- ства льда в описанной выше системе ледяного конденсатора можно сни- зить всплеск температуры и давления внутри первичной и вторичной про- тивоаварийных оболочек во время аварии с потерей теплоносителя. Внут- ри противоаварийных оболочек имеются также системы охлаждения 273
воды и воздуха, связанные с системой аварийного охлаждения активной зоны (см. п. 12.7.1). Вторичная противоаварийная оболочка АЭС с реакторами BWR и PWR так или иначе совпадает со зданием реактора. Кроме системы аварийного охлаждения активной зоны, системы разбрызгивания и системы сброса давления, в здании реактора предусмотрены еще две меры предосторож- ности, связанные с безопасностью. Во-первых, внутри противоаварийных оболочек поддерживается давление чуть ниже атмосферного, так что при наличии течей подсос воздуха происходит снаружи противоаварийной оболочки внутрь (эта мера препятствует распространению радиоактивно- сти) . Во-вторых, вход внутрь здания осуществляется через две последо- вательно расположенные двери, причем во время работы АЭС двери за- блокированы таким образом, что одновременно может быть открыта только одна дверь. Контроль давления внутри противоаварийной оболоч- ки связан с системой контроля наличия течей и трещин, действующей на АЭС. Основные материалы системы изоляции с противоаварийными оболоч- ками включают конструкционную сталь, армированный бетон, облицо- ванный нержавеющей сталью, алюминий, медь, свинец, соединения бора и водородсодержащие вещества. Следует иметь в виду, что функции и ма- териалы стенок противоаварийных оболочек и элементов радиационной защиты более или менее идентичны. 12.7.4. Автоматическая система безопасности. В задачу системы регули- рвания и защиты реакторов АЭС с помощью контрольно-измерительных приборов входят: 1) осуществление автоматического и ручного регулирования реактора в безопасных пределах; 2) получение физических данных по эксплуатации АЭС; 3) воспроизведение сигналов, необходимых для осуществления регу- лирования и эксплуатации АЭС; 4) выдача сигналов, инициирующих срабатвхвание того или иного орга- на системы аварийной защиты. В частности, регистрация ядерного излуче- ния на АЭС (а также введение тех или иных органов защиты) осуще- ствляется вследствие ионизации среды (воздуха) и реакторных материа- лов, через которые проходят нейтроны и у-излучение и которыми они в конце концов поглощаются. Электрические заряды, накапливаемые в приборах, расположенных в реакторе и в помещениях АЭС, и регистри- руемые по величине импульсов напряжения или силы тока, служат мерой радиации. Блок-схема, показывающая роль контрольно-измерительных приборов в регулировании, работе и аварийной защите реактора, приведена на рис. 12.15. С помощью автоматического и ручного регулирования режимы работы реактора и АЭС поддерживаются в требуемых пределах. Если в результате какого-либо отклонения в работе органов регулирования реактора возникнет опасная для обслуживающего персонала или обору- дования АЭС ситуация, то либо органы регулирования будут возвращены в нормальное положение за счет механизмов защиты, присущих самой конструкции реактора (например, из-за отрицательного температурного 274
Рис. 12.15. Блок-схема, показывающая роль контрольно-измерительных прибо- ров в регулировании, работе и защите реактора коэффициента или отрицательного мощностного коэффициента реактив- ности) , либо будет приведена в действие автоматическая система аварий- ной защиты реактора (например, быстрая остановка реактора). Система регулирования и защиты с помощью контрольно-измеритель- ных приборов должна надежно функционировать в любой момент време- ни таким образом, чтобы обеспечить безопасность при всех возможных аварийных ситуациях. Разработка и эксплуатация надежной системы аварийной защиты, отвечающей всем требованиям безопасности, бази- руется на анализе безопасности и экспериментальной проверке результа- тов такого анализа. Логические цепи системы, соответствующая компо- новка оборудования и хорошо отработанная технология создания на- дежной системы аварийной защиты (подбор высококачественного обо- рудования, использование принципов дублирования и совпадения сигна- лов, выбор методов эксплуатации и обслуживания) должны удовлетво- рять требованиям, касающимся надежности и безопасности. В данном контексте термин ’’дублирование” означает, что в целях надежности и безопасности какая-либо частная поломка не должна приводить к выхо- ду из строя системы в целом, а принцип совпадения сигналов заключается в том, что тот или иной орган Ср темы защиты может приводиться в дей- ствие только в том случае, ко: «а одновременно поступят, по крайней мере, два сигнала. С помощью контрольно-измерительной аппаратуры, установленной в реакторе и в помещениях АЭС, можно осуществлять контроль герметичности оболочек твэлов, контроль течей в местах соеди- нения патрубков с корпусом реактора и контроль герметичности трубо- проводов системы охлаждения реактора методами анализа проб тепло- носителя, измерения мощности дозы излучения и определения количе- ства теплоносителя, накапливающегося в соответствующих ловушках АЭС (особенно АЭС с реакторами PWR и BWR). 275
Помимо контрольно-измерительных приборов различных типов в си- стеме регулирования и защиты реакторов используются такие материа- лы, как нержавеющая сталь, медь (для электропроводов и коаксиальных кабелей), алюминий, керамические изоляторы, свинец и бетон (для за- щиты оборудования и приборов) и конструкционная сталь (для арма- туры) . ГЛАВА 13 МАТЕРИАЛЫ В ЯДЕРНЫХ ТОПЛИВНЫХ ЦИКЛАХ, ПРОЦЕССАХ ОБОГАЩЕНИЯ И ПЕРЕРАБОТКИ ТОПЛИВ 13.1. ВВЕДЕНИЕ Основным ядерным топливом деления является уран, содержащийся в природе в ограниченном количестве. В изотопном составе природного урана (см. гл. 3) содержится всего 0,720% 235 U. На практике в большин- стве ядерных реакторов деления, в первую очередь LWR, используют в качестве топлива обогащенный 235 U, полученный в процессе газовой диффузии или газового центрифугирования. Добыча, концентрирование и получение уранового топлива, его кон- версия, обогащение, изготовление твэлов и их работа в ядерном реакторе, переработка и извлечение неиспользованных делящихся и сырьевых ма- териалов, отделение вновь образованного ядерного топлива (плутония) и захоронение радиоактивных отходов представляют собой основные стадии ядерного топливного цикла. Основываясь на соображениях охра- ны здоровья, безопасности и экономичности, осуществление ядерного топливного цикла связано с множеством сложных проблем как на ста- диях разработки, так и эксплуатации. Среди них главными являются процессы обогащения топлива (23SU), переработки отработавшего топ- лива и захоронения радиоактивных отходов. При разработке и конструировании исследовательского или энергети- ческого реактора с высокой энергонапряженностью требуется как слабо, так и сильно обогащенный 235 U, т.е. процесс обогащения для выделе- ния 235 U из природного урана является необходимым. В ходе нормальной эксплуатации время использования (нахождения) уранового (или U-Pu) топлива в ядерном реакторе ограничивается по- степенным обеднением делящегося топлива; накоплением продуктов де- ления, поглощающих нейтроны; радиационным распуханием и радиа- ционным охрупчиванием тепловыделяющих элементов (см. гл. 5—7) и усталостным и коррозионным растрескиванием тепловыделяющих элементов. Эти факторы могуг привести к повреждению твэлов [1—3]. После определенного периода эксплуатации топливные элементы должны быть заменены новыми, хотя доля выгоревшего делящегося топлива мала (например, 2—10% выгорания топлива). Неиспользованные деля- щийся и сырьевой материалы и вновь наработанное топливо должны быть переработаны, восстановлены и направлены в повторный цикл. На практике эта процедура называется переработкой топлива. На предприятии по переработке ядерного топлива [после того как го- рячие, радиоактивные, отработавшие теплое ьщеляющие элементы 276
прошли выдержку в бассейнах с охлаждающей водой (бассейны выдерж- ки) от 3 до 12 месяцев для снижения радиоактивности) для разделения урана, плутония и продуктов деления применяются как химические, ик и металлур1ичсские процессы. Промежуточными продуктами разделения являются нитрат уранила, нитрат плутония и растворы радиоактивных отходов. Нитрат уранила можно превратить в U, UOi или UO2 После- дующими превращениями можно перевести U и Ы0л в Ubh и UO;. Ана- логично нитрат плутония можно превратить в РиО2. Некоторые полезные продукты деления, такие как 90Sr и 137Cs, можно извлечь из растворов радиоактивных отходов методом растворной экстракции. Таким обра- зом, конечными продуктами процесса переработки отработавшего топли- ва являются уран, плутоний и полезные нуклиды продуктов деления. Остаточные растворы представляют собой так называемые отходы вы- сокой удельной активности, которые могут быть сконцентрированы вы- париванием. Концентрированные отходы помещаются в железобетонные емкости с внутренней стальной облицовкой для кратковременною хранения или отверждаются в стекловидную форму химической соли для длительного хранения в пригодных для этого местах [4] Все больше возрастает роль долгосрочного планирования ядерных топ- ливных циклов, в частности в отношении обогащения, переработки, из- влечения и рециклирования топлива, а также в отношении последующего захоронения радиоактивных отходов и управления этими процессами. Правильная организация ядерного топливного цикла, так же как и пра- вильный выбор материалов ядерного реактора, имеет исключительное значение для развития ядерной энергетики, обеспечения безопасности, экологической чистоты и мирного использования ядерной энергии 13.2. ЯДЕРНЫЕ ТОПЛИВНЫЕ ЦИКЛЫ Атомная электростанция, в которой происходит ядерная реакция и выделяется энергия, является лишь центральным узлом сложной системы, называемой ядерным топливным циклом (ЯТЦ). Основными составляю- щими этой сложной системы являются добыча, концентрирование и производство топлива, обогащение топлива, изготовление твэлов, пере- работка отработавшего топлива в рециклирование делящихся и сырьевых материалов, захоронение радиоактивных отходов в соответствующих для этого местах. Другими словами, комплексная эксплуатация системы и представляет собой ядерный топливный цикл ядерной энергети- ки [5, 6]. Экономические оценки показывают, что стоимость топлива, включая добычу, производство, обогащение, изготовление твэлов, переработку, транспортировку и захоронение, составляет примерно 40—55% общей стоимости выработанной электроэнергии1. ’С таким общим утверждением (40—55%) нельзя согласиться, так как суммарная стоимость топлива зависит от стоимости всех составляющих добычи урана, уровня технологии, масштабов производства и т п В настоящее время топливная состав- ляющая стоимости электроэнергии, выработанной на АЭС с тепловыми реакторами, составляет в среднем около 30-35% - Прим рсд , 277
Варьирование комбинациями делящихся и сырьевых материалов при- водит к трем основным ядерным топливным циклам: уран-плутониевому циклу; циклу с рециркуляцией плутония или смешанному уран-плуто- ниевому циклу, уран-ториевому топливному циклу. В настоящее время большинство исследовательских и энергетических тепловых реакторов работают в уран-плутониевом топливном цикле. 13.2.1. Уран-плутониевый топливный цикл. Запишем ядерные реакции, приводящие к уран-плутониевому циклу (238U — сырьевой материал): 2 38(и, у) - 23 9U —------->23’Np —---------► 23’Pu. (13.1) 23.5 мин 2,39 дня Эти ядерные реакции осуществляются за счет нейтронного облучения 2 38U в активной зоне теплового энергетического реактора, работающего на 2 3 5 U. На рис. 13.1 показана блок-схема типичного уран-плутоние- вого ЯТЦ. Природным источником ядерного топлива является урановая руда, которая после добычи, измельчения и очистки концентрируется и доставляется на предприятие по переработке уранового сырья в фор- ме U3O8 (известным как ’’желтый порошок”). U3O8 получают нагрева- нием сырьевого материала UO3: нагрев . 6UO,----------► 2U,0e + О2; (13.2а) 3UO3 + Н2 -» U3O8 + Н2О. (13.26) U3O8 является товарным продуктом, содержащим небольшое количество примесей металлов и следы радиоактивных соединений, таких как оксид радия. Желтый порошок подвергают экстракции и очистке с последующим получением либо диоксида урана (коричневого оксида) нагрев и3О8----------► 3UO2 + О2; (13.3) U3O8 + 2Н2 - 3UO2 + 2Н2О, Рис. 13 1. Блок-схема типичного уран-плутониевого ЯТЦ 278
либо в результате двустадийного фторирования гексафторида урана (см. § 6.3 и 6.4) U02 + 4HF * UF4 + 2Н2О; (13.4) UF4 + F2 - UF6. (13.5) Газообразный UF6 поступает на завод по разделению изотопов для полу- чения обогащенного 23SU, который затем направляется на предприятие по изготовлению твэлов. Для изготовления твэлов используются соедине- ния урана UO2 или UC. Каждый тепловыделяющий элемент обязательно должен быть заключен в оболочку из алюминия, сплава магния, сплава циркония или нержавеющей стали (см. гл. 10) для защиты топлива от коррозии теплоносителем реактора (см. гл. 11), предотвращения утечки газообразных продуктов деления и обеспечения механической прочности и структурной целостности твэлов. После эксплуатации и выгрузки из ядерного реактора высокорадио- активные отработавшие твэлы выдерживаются в бассейне для снижения общей радиоактивности отработавшего топлива, после чего можно прово- дить процесс переработки. Конечными продуктами процесса являются уран, плутоний и полезные радионуклиды. Извлеченный уран, обедненный 23SU вследствие выгорания, можно снова превратить в UF6 и направить на повторное обогащение. В то же время извлеченный в процессе пере- работки плутоний, являющийся продуктом ядерных превращений (13.1), можно использовать в качестве делящегося материала в быстрых реак- торах-размножителях. Таким образом, рассмотренные выше процессы, начиная с добычи урановой руды, ее измельчения, концентрирования, очистки и получения уранового товарного продукта; получения UF6; обогащения топлива 23SU; изготовления твэлов и их эксплуатации в ядерном реакторе; вы- держки отработавшего топлива в бассейне охладителя, переработки, превращения извлеченного урана в UF6 для повторного обогащения и извлечения плутония из отработавшего топлива и кончая хранением и захоронением радиоактивных отходов, полностью завершают уран- плутониевый ЯТЦ, показанный на рис. 13.1. 13.2.2 . Рециркуляция плутония или смешанный уран-плутониевый ЯТЦ. Как говорилось выше и как следует из рис. 13.1, извлеченный из отра- ботавшего топлива плутоний можно использовать в качестве делящегося материала в ядерном реакторе, работающем в ЯТЦ с рециркуляцией плу- тония. Различие между уран-плутониевым ЯТЦ и ЯТЦ с рециркуляцией плутония заключается в следующем: 1) в уран-плутониевом ЯТЦ рабо- тают в основном тепловые реакторы, использующие 23sUh238Ub каче- стве делящегося и сырьевого материала соответственно^) в ЯТЦ с рецир- куляцией плутония наиболее эффективно работают быстрые реакторы- размножители с соответственно 2з’Ри и 238U в качестве делящегося и сырьевого материала; 3) быстрый реактор-размножитель, работающий на плутонии, вырабатывает больше топлива, чем расходует. Другими слова- ми, уравнения (13.1) остаются справедливыми и для ЯТЦ с рециркуля- цией плутония, однако топливом в этом случае служит не 233U, а 239Ри, 279
Рис. 13.2. Блок-схема торий-уранового ЯТЦ значительно более эффективный делящийся материал для быстрых реак- торов-размножителей. В ЯТЦ с рециркуляцией плутония или смешанном уран-плутоние- вом ЯТЦ извлеченный из отработавшего топлива теплового реактора плутоний может быть прямо направлен на предприятие по изготовлению твэлов (пунктирная линия на рис. 13.1). Отработавшие твэлы, по за- вершении кампании в быстром реакторе-размножителе, выгружаются из реактора и выдерживаются в течение нескольких месяцев в бассейне вы- держки для снижения общей радиоактивности. Затем на стадии перера- ботки отработавшего топлива извлекается больше плутония, чем было израсходовано в ядерном реакторе. Воспроизведенный плутоний опять направляется на предприятие по изготовлению твэлов для быстрых реак- торов-размножителей. Эта процедура, таким образом, завершает ЯТЦ с рециркуляцией плутония для быстрого реактора-размножителя, спо- собного вырабатывать электроэнергии и плутония больше, чем расходо- вать (избыточный коэффициент воспроизводства). 13.2.3 . Уран-ториевый ЯТЦ. Ядерные реакции, приводящие к уран- ториевому топливному циклу (с участием 232Th как сырьевого материа- ла) , показаны ниже: 232ТЬ(л, у) -> 239Th——--------> 233Ра— --------> 233U. (13.6) 23,3 мин 27,4 дня Данные ядерные реакции протекают за счет нейтронного облучения сырье- вого материала 2 32Th в активной зоне ядерного реактора с делящимися материалами 235 * * *U или 239Ри. В случае использования в качестве топли- ва 233U он подвергается рециркуляции в уран-ториевом топливном цикле. Предполагается, что в уран-ториевом ЯТЦ в качестве топлива исполь- зуется обогащенный 235 U, а в качестве сырьевого материала — 2 32Th, как показано на блок-схеме типичного уран-ториевого ЯТЦ (рис. 13.2). Из песчаных ториевых руд после добычи, измельчения, экстрагирования, очистки и концентрирования получают металлический 232Th или его оксид ThO2. В процессе изготовления твэлов в сырьевой материал добав- ляют сильно обогащенный 235 U в виде металла или диоксида UOj. После 280
эксплуатации в тепловом реакторе отработавшие твэлы выгружают из реактора и выдерживают в бассейнах выдержки с мощной защитой из-за высокоинтенсивного нейтронного и 7-излучения продуктов деления (см. гл. 9). Процесс переработки топлива (процесс THOREX) и последую- щее совместное извлечение 233U и 232Th требуют дистанционного управ- ления и мощной радиационной защиты. Указанные требования также не- обходимы для процесса изготовления твэлов. С учетом проблемы безопасности и экономики, технология уран- ториевого ЯТЦ еще не так хорошо развита, как технология уран-плуто- ниевого ЯТЦ. 13.3. ТЕХНОЛОГИЯ ЯДЕРНОГО ТОПЛИВНОГО ЦИКЛА Среди трех основных ядерных топливных циклов наиболее развитой технологией обладает и наибольшее применение получил уран-плутоние- вый ЯТЦ. На сегодняшний день большинство тепловых энергетических реакторов работают в уран-плутониевом ЯТЦ. Как отмечалось выше, 235 U в качестве топлива и 238U в качестве сырьевого материала в основном применяются в тепловых реакторах с уран-плутониевым ЯТЦ, в то время как топливо 239Ри и сырьевой мате- риал 238U — в быстрых реакторах-размножителях, работающих в ЯТЦ с рециркуляцией плутония. 233U - 232Th как топливный и сырьевой материал могут применяться в тепловых и быстрых реакторах-размно- жителях с использованием уран-ториевого цикла. Ввиду распространен- ности природного тория, его механических и металлургических свойств, устойчивости к действию облучения и термической стабильности уран- ториевый ЯТЦ может найти применение в будущем. Однако высокая интенсивность наведенной активности и радиоактивности продуктов де- ления, требующая дистанционного управления и тщательной защиты в процессах изготовления твэлов, переработки и хранения отработавшего топлива снижает его преимущества как с экономической, так и техноло- гической точки зрения. В то время как постоянно развивающаяся технология уран-плутоние- вого ЯТЦ вносит решающий вклад в сегодняшнее производство электро- энергии на АЭС, ЯТЦ с рециркуляцией плутония приобретает значение в ближайшем будущем. Ощущается, что интерес к развитию технологии ЯТЦ с рециркуляцией плутония, в котором работают быстрые реакторы- размножители, такие как LMFBR, будет расти по мере роста потребности в новых ядерных энергоисточниках и производства (бридинга) ядерного топлива. 13.4. МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ЯДЕРНЫХ ТОПЛИВНЫХ ЦИКЛАХ Материалы, применяемые в ядерных топливных циклах, сосредоточены в основном в активной зоне ядерного реактора. К ним относятся деля- щиеся материалы — 2 35 U, 2 3 9Pu и 233 Uh сырьевые материалы — 238 U и 232Th (см. гл. 3). Для изготовления твэлов необходимы конструкцион- ные материалы. Для хранения отработавших твэлов, переработки топлива 281
и извлечения из него полезных компонентов, хранения и захоронения радиоактивных отходов и повторного изготовления твэлов требуются охлаждающие, защитные, конструкционные материалы, материалы обо- лочек. Детальный анализ материалов, участвующих в ядерных топливных циклах, был дан в гл. 6—12. Среди делящихся и сырьевых ядерных материалов (или нуклидов) 235 U, 238U и 239Ри играют ключевую роль в производстве энергии в теп- ловых реакторах. Так как природный уран состоит в основном из 238U и 235U, а плутоний является искусственно полученным из урана топли- вом, то уран можно назвать основным топливом ядерной энергетики. 13.5. ОБОГАЩЕНИЕ ТОПЛИВА Процесс обогащения уранового топлива необходим для работы тепло- вых энергетических реакторов. Слабо обогащенное топливо, содержащее 1—5% 23 5 U (обогащенное до 1—5%), используется в большинстве тепло- вых энергетических реакторов LWR. в то время как для большинства учебных и исследовательских тепловых реакторов требуется более высо- кая степень обогащения топлива. Процессу обогащения топлива предшествует конверсия природного соединения U3O8 в газообразную высокоочищенную форму UF6, необ- ходимую в технологии разделения изотопов (см. рис. 13.1). В зависи- мости от источника поступления уранового концентрата различают два процесса конверсии' конверсия экстракционного раствора и метод фрак- ционного испарения. В первом случае уран, извлеченный из отработав- шего топлива методом растворной экстракции, очищается и переводится в UF6. Во втором - природное соединение U3O8 очищается и переводится в UF6. При этом для отделения UF6 и других летучих фторидов от неле- тучих фторидов примесных элементов, содержащихся в U3O8, используют различие в давлении пара фюристых соединений. Полученный из урано- вого концентрата UF(, направляют на предприятие по обогащению топли- ва, например газоэффу знойный завод. (Прохождение молекул UF6 через мельчайшие поры, размер которых меньше средней длины свободного пробега молекул, правильнее назвать не диффузией, а эффузией). Хотя было предложено несколько концепций и методов проведения процесса обогащения 2В1' или разделения изотопов, основными из них являются следующие 1) газовая диффузия, 2) газовое центрифхз название; 3) аэродинамическое разделение (метод разделительного сопла). Пер- вые два процесса актино применяются на практике, третий находится в стадии испытаний 13.5.1. Газодиффузионный процесс. Газодиффузионный процесс обога- щения урана или разделения изотопов урана основан на физическом свойстве молекул заза с разными массами диффундировать через пори- стые перегородки с разными скоростями. При этом, чем легче молеку- ла, тем больше скорость ее диффузии Процесс газовой диффузии имеет два основных достойнова физического характера 282
1 /2 для газовой диффузии, (13.7) 1) наличие единственного изотопа фтора *’F; 2) UF6 переходит в газовую фазу (Р = 0,1 МПа) при 56,4 °C (при отно- сительно низкой температуре). Существуют, однако, и два недостатка процесса, имеющих физико- химический характер: отношение молекулярных масс 238UF6/235UF6 близко к единице, что приводит к низкому коэффициенту разделения изотопов (он будет определен ниже); UF6 вызывает коррозию многих металлов и легко реагирует с влагой, образуя твердый фторид урани- ла UO2F2. Степень разделения изотопов в любом процессе можно охарактеризо- вать коэффициентом разделения, который определяется в данном слу- чае как отношение выражения 238UF6/23SUF6 в обогащенном состоянии к величине этого же выражения в первоначальном состоянии. Так как скорость диффузии газа обратно пропорциональна корню квадратному из его плотности или молекулярной массы, то теоретический коэффи- циент разделения (Масса тяжелой молекулы Мц — Масса легкой молекулы М д или а = (2 38UF6/23SUF6)1/2 = 1,0043. (13.7а) Теоретический коэффициент обогащения, определяемый как а — 1, ра- вен 0,0043. На рис. 13.3 схематически показана ступень газодиффузионного каска- да. Коэффициент разделения слабо меняется от ступени к ступени. Сред- ний коэффициент разделения ступени практически равен теоретичес- кому [11, 12]. Рассмотрим общие зависимости материальных потоков в ступени и каскаде системы разделения газодиффузионного завода: масса обогащен- ного продукта Мр\ масса удаляемого отвала, т.е. обедненного уранаMw\ масса поступающего в разделительную систему сырья (UF6)Afy (рис. 13.4). На основании закона сохранения масс уравнение материаль- ного баланса для каскада имеет вид: Mf = Mf, + Mw . (13.8) т.е. масса подаваемого на разделение изотопов сырья UF6 равна сумме масс обогащенного продукта и отвала. Аналогичное уравнение материаль- ного баланса можно составить для легкого изотопа урана 23 5 U, входя- щего и покидающего каскад. MfXf =МрХр + Mwxw, (13.9) где Xf, Хр и хп - соответственно доли легкого изотопа в поступающем на вход сырье, обогащенном продукте и отвале (см. рис. 13.4). Исключая из двух последних уравнений, находим, что масса газообразного сырья, требуемая для производства определенного количества обогащен- 283
Мр Продукт Низкое давление Пористая Высокое давление перегородка. Диффузор Mw | J Хх Отвал Рис. 13.3. Схематическая диаграмма каскадной системы разделения газодиффу- зионного процесса Лодача Mf питания--------7" UF6 xf Каскадный гаеодиффу- зионный завод Мр Хр МЛ xw Отбор обогащенного продукта Отбор обедненного (отвального) продукта Рис. 13.4. Диаграмма движения материальных потоков для каскадного газодиф- фузионного завода ного урана, равна X г) — X и» Mf = ------мр . Xf - xw (13.10) Величина V(х), имеющая отношение к стоимости обогащенного урана, измеряется с помощью специальной единицы, называемой единицей раз- делительных работ (ЕРР). И(х) — это функция обогащения х урана1. 1 По общепринятой в технической литературе терминологии V (х) называют по- тенциалом разделения 284
EPP определяется исходя из капитальных вложений и эксплуатационных расходов предприятия по обогащению (например, газо диффузио иного завода). Запишем функцию V (х) в упрощенном виде И(х) = (2х - 1)1п ----------- для х > 0,5; 1 - х 1-х V(х) = (1 - 2х)1п --- для х < 0,5. X (13.11) (13.11а) Из уравнений видно, что V(х) =0 при х = 0,5 (рис. 13.5), значение К(х) экспоненциально и симметрично возрастает относительно централь- ной точки. Работу разделения (Д(/), необходимую для производства заданного количества обогащенного урана, можно определить согласно уравнению Д{/ = Мр V(xp) + Mw V(xw) - MfV(xf). (13.12) Из (13.8) и (13.12) получаем Д[7 = Мр [V(Xp) - K(xw)] - Mf[V(xf) - V(xw)], (13.13) где значения И(хр), V(xw) и К(ху) можно либо посчитать по (13.11), либо найти из таблиц и графиков, аналогичных изображенному на рис. 13.5. Каждая ступень каскада разделения газодиффузионного завода состоит из компрессора, пористых перегородок (или мембран) и диффузора. Мощный компрессор (или компрессоры) с электрическим приводом поддерживает высокое давление с одной стороны перегородки, а с другой стороны перегородки — низкое давление. Перегородки содержат миллио- ны мельчайших пор на 1 см1 2 *, средний диаметр поры составляет около 5 х 10"6 см. Вследствие диффузии через мельчайшие поры под действием высокого давления легкий изотоп урана переходит в секцию обогащен- ного топлива, в то время как тяжелый изотоп — в секцию отвала обеднен- ного урана. Можно показать, что для достижения любой заданной степени обогаще- ния х минимальное число необходимых ступеней в секциях обогащения и отвала равно (11.12): 1 х(1-х/) C4)6oraui)min _ 1п а - 1 Xf(l - х) 1 , хр(1 -хр = -------1п-----------; а - 1 х/(1 - хр) 1 Xw(l - Х[) (^отвал)тт = ~ 1П а - 1 ху(1 - xw) (13.14) (13.15) 285
3000 2500 *2000 at 1500 1000 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 Доля обогащенного топлива хр Рис. 13.5. Зависимость потенциала разделения от степени обогащения 23SU Рис. 13.6. Зависимость минимального числа ступеней в каскаде от концентрации 235U для разных значений отвала Общее число минимально необходимых ступеней разделительного каска- да определяется при суммировании (13.14) и (13.15): 1 X п ( 1 — X w ) Мп in = ------In , (13.16) и — 1 X Ц) ( 1 — Хр) где а — средний коэффициент разделения ступени газодиффузионного завода. На рис. 13.6 изображена зависимость минимально необходимого обще- го числа ступеней каскада от степени обогащенного исходного продукта (UF6) для различных концентраций обедненного урана в отвале. Видно, что минимальное число ступеней возрастает как с ростом заданной степени обогащения продукта хр, так и с уменьшением заданной концентрации урана-235 xw в отвале. Качество извлекаемого 235 U из природного урана, используемого в качестве исходного продукта разделительного процесса, определяется из соотношения Mpxp/MfXf. Используя уравнение (13.9), находим, что М х 235Ц<звлеч. “ ~ = [1 + ^wxw/^fpxp] *• (13.17) МрХр + AfivxH' Из уравнения (13.17), графически изображенного на рис. 13.7, видно, что полное извлечение 235 U из гексафторида природного урана возможно только при xw = 0. Концентрация 23SU в отвале Рис. 13.7. Зависимость степени извлече- ния 235U из природного урана от концент- рации 235U в отвале 286
13.5.2. Центробежный процесс разделения. Принцип процесса разделе- ния легкого и тяжелого изотопа урана в газовой центрифуге основан на гидродинамике распределения частиц при вращении. Когда газ (или пар), содержащий молекулы с различными массами (изотопные молекулы), подвергается центрифугированию, создается гравитационное поле. В ре- зультате, создаваемая полем сила гравитации распределяет молекулы с разными массами таким образом, что более тяжелые молекулы накап- ливаются у периферии центрифуги, в то время как более легкие остаются у центра вращения. Основное преимущество процесса центрифугирования заключается в том, что теоретический коэффициент разделения а, так же как и теоретический коэффициент обогащения а — 1, зависит от разницы в массах молекул изотопов, в то время как теоретические коэффициенты разделения и обогащения газодиффузионного процесса зависят от корня квадратного из отношения масс изотопов. Например, для разделения изотопов гексафторида урана UF6 центробежным методом а = 1,0086 и а - 1 = 0,0086, в то время как для газодиффузионного метода эти коэффициенты равны соответственно 1,0043 и 0,0043. Следовательно, теоретический коэффициент обогащения процесса центрифугирования в 2 раза превышает коэффициент обогащения для газодиффузионного процесса [см. (13.7а)]. В принципе с ростом скорости вращения цент- рифуги и удлинением ротора степень обогащения 2 3 5 U на каждой сту- пени будет увеличиваться до некоторого уровня. Исходя из гидродинамики центробежная или гравитационная сила F = тгш1, (13.18) где т— молекулярная масса частицы; г — радиус; ш — угловая скорость вращения ротора центрифуги. При заданных значениях т и г центробеж- ная сила (или эффект центрифугирования) пропорциональна квадрату угловой скорости со2. С увеличением угловой скорости центробежная сила, создающая механическое и тепловое давление (ввиду газового тре- ния UF6) на периферии вращающейся центрифуги, быстро растет. При некоторых значениях механических и тепловых напряжений на периферии центрифуги могут образовываться трещины, вызванные механической и тепловой усталостью материала стенки центрифуги. В газодиффузионном процессе коэффициент разделения ступени на- столько мал, что требуется большое число последовательно соединенных ступеней для достижения уровня обогащения в 2—4%. В то же время коэффициент разделения ступени центробежного процесса таков, что для достижения той же степени обогащения требуются всего несколько последовательно соединенных центрифуг. В результате этот процесс тре- бует только около 0,1 электрической мощности, потребляемой газо- диффузионным процессом равной производительности. С другой стороны, для крупномасштабного производства выход обогащенного продукта из каждой центрифуги недостаточен, так что приходится устанавливать большое число (несколько тысяч) центрифуг. Центрифуги должны быть соединены последовательно и параллельно для обеспечения эквивалент- ной производительности газодиффузионного завода и необходимого уров- ня обогащения. 287
Из качественного и количественного сравнения коэффициентов разде- ления и обогащения, затрат электроэнергии и общего необходимого чис- ла разделительных ступеней, видно, что центрифужный процесс потен- циально конкурентоспособен с газодиффузионным процессом. Однако ограничение угловой скорости вращения ввиду возможного образования трещин на периферии центрифуги и недостаточный опыт крупномасштаб- ной эксплуатации процесса могут создать проблемы, связанные с тех- нологичностью и прочностью материалов, надежностью и производитель- ностью центрифужного завода. Вертикальный разрез одной из первых газовых центрифуг показан на рис. 13.8. Основным компонентом центрифуги является ротор, кото- рый поддерживается снизу игольчатым подшипником и сверху с по- мощью магнитной подвески. Это позволяет осуществить вращение рото- ра с очень высокими угловыми скоростями и крайне малыми потерями на трение. Исходный газ (UFe) проводится через центральную трубку, циркулирует во внутрироторном пространстве в направлениях, указан- ных стрелками. Обогащенный продукт попадает в верхний сборник и выводится через отборные трубки в верхней крышке, тогда как обед- ненный газ сначала собирается в нижней части (нижний сборник), а затем из-за разности давлений поступает наверх и также выводится через труб- ки в верхней крышке. Благодаря перепаду давлений между верхней и нижней крышками ротора необходимость в использовании насосов для отвода обогащенного и обедненного газов отпадает. Для минимизации потерь на трение в кольцевом пространстве между корпусом центрифу- ги и ротором создается вакуум. Нужная степень вакуума обеспечивается диффузионными, молекулярными и сорбционными насосами. В связи с этим в газовых центрифугах предъявляются высокие требования к гер- метичности трубок, вентилей и других компонентов, большое значение придается уплотнителям и средствам, фиксирующим разгерметизацию, например сенсорным датчикам давления. Сравнение экономических показателей газодиффузионного и центри- фужного заводов одинаковой производительности ЕРР от ежегодных отчислений с основного капитала при различных ценах на электроэнергию представлено на рис. 13.9. Ввиду недостаточного опыта строительства и эксплуатации крупных центрифужных заводов ежегодные отчисления с основного капитала для них определены не столь четко, как для газо- диффузионных заводов [10, 15]. 13.5.3. Метод разделительного сопла. Метод разделительного сопла также называют методом аэродинамического разделения, так как пове- дение струи UF6/H2 или UF6/He при прохождении через сопло раздели- тельной системы основано на принципах аэродинамики [9, 10]. В мето- де разделительного сопла струя газообразного UF6 (молярный объем 5%) в смеси с гелием или водородом (молярный объем 95%) проходит с большой скоростью через сопло вдоль искривленной стенки [16-18]. В месте выхода струи из поворота устанавливается устройство в виде ’’острия ножа”, предназначенного для разделения газового потока на легкую и тяжелую фракции, которые далее отсасываются отдельно по своим каналам (рис. 13.10). Прохождение струи вдоль искривлений стенки 288
Завод мощностью 1010 EPP/гор 0,7 lb о,б S ч § § 0,5 Е "С U о §с v | £ о,з 5 UJ у \ 0,2 5 о Ежегодные отчисления, % год О 5 10 15 20 25 30 Рис. 13.9. Зависимость относительной стоимос- ти ЕРР от ежегодных отчислений с основного капитала при различных стоимостях электро- энергии з, цент/ (кВт-ч): 1 — при газовой диффузии; 2 — при газовом центрифугировании Рис. 13.8. Вертикальный разрез газовой центрифуги: 1 - трубка питания; 2 - верхние отборные трубки; 3 - ротор; 4 - корпус; 5 - нижние отборные трубки; 6 - игольчатая опора и демпфер; 7 - трубка отва- ла; 8 - трубка отбора; 9 - магнит и демпфер; 10 - вращающийся замедлитель тяги; 11 - молекулярный насос; 12 - статор Легкая фракция Легкая фракция Сопло Подача питания Искривленная стенка. Тяжелая фракция Острие ножа Подача питания / Тяжелая фракция Детальное изображение щели-сопла Рис. 13.10. Схема работы разделительного сопла Р и с. 13.11. Конструкция трубчатого разделительного элемента с 10 разделитель- ными щелями-соплами вызывает частичное пространственное разделение легких и тяжелых ком- понентов смеси под действием центробежной силы (аналогично методу газовых центрифуг). Поток легкой фракции (обогащенный 23 5 U) отклоняется от поверхности стенки, в то время как поток тяжелой фрак- ции (обедненный 235U) движется вдоль нее. Для увеличения скорости струи, а тем самым и увеличения эффекта разделения изотопов в гра- витационном поле в качестве вспомогательного газа применяются очень легкие водород и гелий. 10 —Зак. 702 2 89
Рис. 13.12. Зависимость элементарного эффекта разделения еА от убыли т? 235и в питании щ-* равно отношению количества UF6 в легкой фрак- ции к количеству UF6 в тяжелой фракции: 1 - экспериментальные данные; 2 - теорети- ческое равновесное разделение Наилучшие на сегодняшний день достигнутые экспериментальные ре- зультаты метода разделительного сопла получены на сепарирующих элементах трубчатого типа на смеси UF6/H2. На рис. 13.11 показана конструкция такого сепарирующего элемента. Десять сепарирующих щелей-сопл располагаются продольно на поверх- ности алюминиевой трубки с наружным диаметром около 10 см. Каждая щель-сопло изготавливается из полосы алюминия, соединяемой с трубкой путем ’’ласточкина хвоста”. Внутренняя часть трубки расчленяется на 10 каналов. Пять из них используются для подачи питания, а другие пять - для отвода тяжелой фракции. Легкая же фракция,обогащенная 235U, отсасывается в приемник, служащий корпусом сепарирующего элемента. Определенная экспериментально и рассчитанная теоретически зависи- мость между элементарным эффектом разделения изотопов урана еА и убылью 235U в подводимом газе UF6 (питании) т? показана на рис. 13.12. Элементарный эффект разделения и снижения 235U в питании в [16] определялся следующим образом: еА = Пт1<1 - Vin) _ 1 = J?OT(1 - Лк) _ 1; 19) Чк/(Л - Чк> 1?к(1 - Г}т) Количество UFa в легкой фракции г] = -----------------------—--------, (13.20) Количество UF6 в тяжелой фракции где г]/( и г]т— мольные доли легкого изотопа урана 235U в легкой и тяже- лой фракциях UF6. Снижение или убыль 2 3 5 U определяется как доля 2 3 5 U, реально извле- ченная из подведенного газа UF6, направленного в разделительную систе- му сопл. По математической аналогии элементарный эффект метода раз- делительного сопла соответствует коэффициенту обогащения ступени в газодиффузионном методе, а убыль 23SU в подведенном газе доле пи- тания, которая реально проходит через пористую перегородку в газодиф- фузионном процессе. Экспериментальные результаты, изображенные на рис. 13.12, получены на смеси: UF6 (молярный объем 1,6%) и Н2 (молярный объем 98,4%) при степени расширения 8 [16, 17]. При наименьшей исследованной убы- ли 23 5 U элементарный эффект составил 4,2%, т.е. почти в 10 раз больше среднего коэффициента обогащения ступени (0,0043) в газодиффузион- ном методе [16]. В условиях эксперимента, соответствующих реальным условиям, этот показатель сокращается до 3—4 раз (вместо 10) [16]. 290
Зависящая от массы центробежная сила [см. (13.18)], возникающая при прохождении газовой струи в сильно изогнутом сопле (вдоль искрив- ленной стенки), является основной причиной, вызывающей разделение изотопов. Использование в смеси с UF6 вспомогательного газа Н2 или Не также играет важную роль в разделении изотопов урана, вызывая допол- нительный эффект, которым объясняется несовпадение верхней экспери- ментальной кривой на рис. 13.12 с нижней теоретической, изображающей верхний предел равновесного разделения изотопов для газового потока в изогнутом сопле с бесконечной скоростью (при стремлении угловой скорости со -+ °°). Избыточный (или дополнительный) элементарный эффект разделе- ния , являющийся разностью между экспериментальными и теорети- чески рассчитанными данными для равновесного разделения изотопов, может быть приписан аэродинамическому и диффузионному явлениям, связанным с нахождением в газовой смеси легкого вспомогательного газа Н2 или Не. Аэродинамический эффект заключается в том, что легкий вспомогательный газ ускоряет тяжелые молекулы UF6 до сверхзвуко- вой скорости при прохождении через сопло, что усиливает элементарный эффект разделения изотопов [16, 19]. В эффекте диффузии легкий вспомогательный газ усиливает разницу в скоростях молекулярной диф- фузии для легких и тяжелых молекул UF6 в гравитационном поле центро- бежного потока и тем самым устанавливает разные времена для форми- рования равновесного распределения легких и тяжелых молекул. Время установления равновесного распределения молекул за счет диффузии для тяжелого изотопа урана короче, чем для легкого. Поэтому, в то время как молекулы тяжелого изотопа уже оказались на периферии гравитационного поля, молекулы легкого изотопа еще продолжают взаимную диффузию с молекулями вспомогательного газа в центральной зоне центробежного потока. В результате элементарный эффект или коэффициент обогащения ступени обогащения урана возрастает. На рис. 13.13 представлен продольный разрез типичной разделительной ступени в сборе. Разделительная ступень состоит из бака-сборника с раз- делительными элементами распределителя подводимого газа, комбинации промежуточного и конечного охладителей подводимого газа, двухсту- пенчатого центробежного компрессора и электродвигателя. Ступень об- ладает высокой пропускной способностью [16]. Подводимый газ UF6/H2 или UF6/He засасывается компрессором, пропускается через петлю и по- дается на распределитель, где смешивается с газовым потоком из предыдущей ступени. Затем подводимый газ подается на трубчатые раз- делительные элементы, где происходит разделение газового потока на легкую и тяжелую фракции. Легкая фракция собирается в баке, а тяжелая выводится из ступени и направляется на следующую ступень для даль- нейшего разделения. Нижняя петля оборудована трубой Вентури для измерений газового потока, дросселем и соединена с вакуумной системой ступени. Контроль- ная петля, предназначенная для индивидуального контроля за раздели- тельными элементами, подсоединена к системе обеспечения вакуума. В верхней петле устанавливается другой дроссель, регулирующий подвод газа к ступени. ю« 291
Рис. 13.13. Продольный разрез разделительной ступени в сборе (расчетная мощ- ность РР около 2000 кг) : 1 - дроссель; 2 - контрольная петля; 3 - тяжелая фракция; 4 - крышка; 5 - бак-сборник (отбор легкой фракции); 6 - разделительные элементы; 7 - пи- тание из предыдущей ступени; 8 - распределитель питания; 9 — холодильник; 10 - компрессор; 11 - электродвигатель Подводимый газ, нагретый на первой и второй ступенях центробежного насоса, затем охлаждается в промежуточном и конечном охладителях до температуры всасывания 40 °C. 135.4. Лазерная и другие концепции разделения изотопов. В основе концепции лазерного разделения изотопов лежит следующий физический принцип: атомный и/или молекулярный газ поглощает свет лазера только строго определенной длины волны, характерной для данных атомов или молекул. При этом атом или молекула переходит в возбужденное со- стояние. Таким образом, облучая атомный или молекулярный газ пере- страиваемым лазером в широком диапазоне длин волн, можно вызывать изменения в поведении нужного типа атомов и молекул. Атомы или молекулы различных изотопов (например, урана или его гексафторида) одного и того же элемента поглощают несколько различ- ные длины волн. Поэтому с помощью подходящего подбора длин волн 292
лазерного излучения каждый изотоп можно отделить независимо от других. То же справедливо и для молекул, содержащих атомы различных (двух или трех) изотопов одного химического элемента. Таким образом, перестраиваемые лазеры могут служить своего рода селекторами для отбора изотопа со строго соответствующей ему длиной волны. Поглощая излучение лазера соответствующей длины волны и переходя при этом в возбужденное состояние, атомы или молекулы сильно меняют свои свойства. Используя это различие в свойствах в основном и воз- бужденном состояниях, можно провести разделение интересующих изо- топов. Особый интерес вызывает применение лазерной концепции разделения изотопов к атомам делящихся ядерных материалов, особенно к выделе- нию 235U из природного урана. Метод лазерного разделения включает в себя следующие основные стадии: 1) облучение атомов урана либо в виде металлического пара либо молекулярного соединения (UF6) в па- рообразном состоянии излучением перестраиваемого лазера; 2) иденти- фикация полосы наибольшего поглощения излучения изотопом 235U и настройка частоты излучения лазера на эту полосу; 3) фотоионизация возбужденных атомов 2 3 5 U либо фотодиссоциация возбужденных моле- кул 23SUF6 другим источником светового излучения соответствующей длины волны или частоты; 4) извлечение образовавшихся ионов 235U из паров урана или UF6 с помощью воздействия электрического (или электростатического) поля — метода, часто применяемого для разделения заряженных частиц. Несмотря на простоту метода лазерного разделения 235U, основанного на названных выше физических принципах, сущестуует ряд трудностей фундаментального характера, которые могут существенным образом ограничить его применение для разделения изотопов урана: 1) малая эф- фективность поглощения излучения перестраиваемых лазеров паром ура- на или газом, т.е. вклад энергии в излучение лазера больше выхода по- глощенной энергии; 2) сверхтонкая структура линии 235U, свойственная всем тяжелым элементам; 3) малые сечения фотоионизации атомов 235U и фотодиссоциации молекул 23SUF6; фотоионизация паров металла и диссоциация молекул газа имеют как свои преимущества, так и недо- статки [11, 20]; 4) расстояние между полосами поглощения 23SUF6 и 238UF6 настолько мало, что они перекрывают друг друга. Выборочное возбуждение молекул UFe достижимо только в случае расщепления по- лосы поглощения на индивидуальные вращательно-колебательные линии. Таким образом, существует область длин волн излучения, в которой 235Uпоглощает, а 238иостается прозрачным [21]. Кроме названных фундаментальных ограничений, в методе лазерного разделения могут возникать технические и экономические проблемы, трудности с материалами [22. 23]. Например, при высоких температурах пары урана чрезвычайно агрессивны и. подвергают коррозии многие ма- териалы, участвующие в процессе. Что касается экономики, то на данном этапе невозможно точно оценить стоимость ЕРР для процесса лазерного разделения. 293
Первыми промышленными предприятиями по обогащению урана были заводы в Ок-Ридже, Теннесси, на которых использовались электромагнит- ный и термодиффузионный процессы. В обоих процессах в качестве исходного продукта применялся газ UF6. Электромагнитным процессом обеспечивалось 10—15%-ное обогащение 235U. Процесс тепловой диффу- зии обеспечивал только 0,86%-ное обогащение 23SU [10]. Оба предприя- тия были остановлены, когда первый период эксплуатации газодиффу- зионного завода прошел очень успешно. Современные газодиффузион- ные заводы эффективны, надежны и экономичны. Кроме перечисленных, существуют и другие концепции разделения изотопов урана, например фракционная перегонка, ионообмен, электро- миграция и тд. 13.6. ОСНОВНЫЕ ПРЕИМУЩЕСТВА И НЕДОСТАТКИ МЕТОДОВ ОБОГАЩЕНИЯ ТОПЛИВА Перечисленные ниже качественные характеристики методов приведены с учетом технологии, применяемых материалов, экономики. 1. Газодиффузионный метод Преимущества: 1) статичная система, эквивалентная мембранной системе; надежность; отсутствие движущихся деталей; нет больших проблем с оборудованием; 2) крупномасштабность, эффективность, экономичность производства; 3) отработанность технологии и материалов, большой опыт эксплуата- ции процесса. Недостатки: 1) из-за слишком малых размеров пор (около 5 • 1(Г6 см) перего- родки легко засоряются; 2) очень невысокий коэффициент разделения ступени, требующий не- сколько тысяч ступеней; 3) большие затраты электроэнергии, требуемые для эксплуатации мно- гочисленных насосов, компрессоров, холодильников и т.д. 2. Центробежный метод Преимущества: 1) в 2 раза больший, чем в газодиффузионном методе, коэффициент обогащения (0,0086/0,0043 = 2); 2) возможно и небольшое, и крупномасштабное производства; 3) низкие затраты электроэнергии (около 0,1 затрат при газодиффу- зиониом методе). Недостатки: 1) динамичная система, имеющая движущиеся детали (ротор и дета- ли, приводящие его в движение) и требующая регулярной проверки; 2) значительные центробежные силы, создаваемые на периферии цент- рифуг при высоких угловых скоростях; 3) высокое механическое и тепловое давление газа на периферии, способное вызывать трещины ввиду усталости материала. 294
3. Метод разделительного сопла Преимущества: 1) отсутствие пористых перегородок; 2) отсутствие центробежных сил; относительно небольшие максималь- ные механические и тепловые напряжения, создаваемые в движущихся деталях. Недостатки: 1) концентрация напряжений на кромке сопла, вызывающая усталость и растрескивание материала; 2) коррозия материала разделительного ’’острия ножа”. В приведенном выше описании метода разделительного сопла указыва- лось, что для устранения основных недостатков газодиффузионного и центробежного методов было предложено использовать систему реак- тивного сопла, искривленной стенки и ’’острия ножа” [16—18]. В то же время это ставит две новые проблемы (два недостатка, указанных выше), связанные с прочностью материалов сопла, стенки и ’’острия ножа” разделительной системы. 13.7. МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ПРОЦЕССАХ ОБОГАЩЕНИЯ ТОПЛИВА Во всех процессах обогащения основными материалами являются уран и его гексафторид UF6. Ступени завода по обогащению, включая насосы, компрессоры, дрос- сели, холодильники и системы трубопроводов, изготавливаются из обыч- ных конструкционных материалов, таких как низкоуглеродистые стали, нержавеющие стрлн, сплавы никеля, сплавы алюминия, медь и т.д. В част- ности, например, для газодиффузионного метода простые перегородки (или мембраны) с миллионами мельчайших пор изготавливаются из спла- вов никеля ввиду их высокой коррозионной стойкости и относительно небольшого коэффициента теплового расширения. Баки или контейнеры каждой ступени лучше всего изготавливать из никелевого сплава или нержавеющей стали. С учетом экономических соображений бак можно изготовить из низкоуглеродистой стали с покрытием из никелевого спла- ва или нержавеющей стали для улучшения коррозионной стойкости. 13.8. ПЕРЕРАБОТКА ТОПЛИВА [11, 12, 24- 261 Основной целью переработки отработавшего ядерного топлива яв- ляется извлечение урана и плутония и превращение их в форму, пригод- ную для изготовления (рефабрикации) твэлов (см. рис. 13.1), или для возврата в топливный цикл [например, конверсия регенерированного урана в гексафторид для последующего дообогащения; использование плутония в качестве топлива для быстрых реакторов-размножителей (см. § 13.2)]. Кроме того, из продуктов деления могут быть извлечены некоторые радионуклиды, такие как 4’1, *ssCs, ’gSr и т.д., для их ис- пользования в научных, инженерных и медицинских целях. 295
Наиболее отработанные процессы переработки отработавшего топлива делятся на три общие группы: водные, испарительные и пирометаллур- гические процессы. Водные процессы состоят из осаждения, ионного обме- на и экстракции. Водные процессы являются единственным промышленно освоенным методом переработки. Испарительные процессы включают в себя экстракцию при перегонке фторидов; фракционную перегонку, зависящую от перегонки гексафторида урана. Пирометаллургический процесс заключается в удалении примесей или окислительного шлака из расплава. Переработку отработавших твэлов в общем виде можно разбить на три стадии: выдержка в охлаждающих бассейнах, разделка и экстракция. Во время стадии охлаждения идет распад различных радиоактивных ве- ществ, накопленных в отработавших твэлах. Стадия разделки заключается в обработке различных типов твэлов, чтобы все они могли проходить дальнейшую переработку по единому экстракционному методу. Стадия экстракции заключается в постепенном экстрагировании урана, плутония и полезных радионуклидов из раствора отработавшего топлива. 13.8.1. Стадия разделки: удаление оболочек и растворение топлива. Основными операциями стадии разделки являются удаление оболочек и растворение отработавших твэлов. Известны механический и химический или электрохимический способы удаления оболочек. Растворение может быть выполнено растворением только топлива или полным растворением твэлов. Механическое удаление оболочек широко применяется при разделке твэлов реакторов из магнокса или твэлов из металлического урана в алю- миниевой оболочке. Прокатка, резка и рубка являются эффективными методами разделки несвязанных (сердечник—оболочка) твэлов. Про- катка и рубка применимы для разделки металлически связанных твэлов. Хотя механический способ удаления оболочки значительно упрощает проблему захоронения оболочек, вряд ли эта проблема разрешима в отно- шении твэлов, содержащих таблетки из UO2, которые деформируются под облучением в энергетических реакторах и приобретают ребристую форму бамбука. Разработанные химические методы разделки с успехом применяются для удаления оболочек твэлов и растворения топливных материалов (на- пример, сплавов циркония, нержавеющих сталей, алюминия, сплавов металлического урана и т.д.) с помощью различных реагентов (табл. 13.1). При удалении алюминиевых оболочек твэлов с помощью растворов NaOH и NaNO3 происходит следующая химическая реакция [29]: Al + 0,85NaOH + l,05NaN03 -*NaA102 + 0,9NaN02 + + 0,15NH3 + 0,2H2. (13.21) Химические расчеты для растворения отработавшего топлива в обо- лочке или без нее представлены в табл. 13.2. Например, для растворе- ния металлического урана и уран-алюминиевых сплавов применяется концентрированная HNO3: 296
Таблица 13.1. Химические методы удаления оболочек отработавших твзлов Оболочка Топливо Процессы и применяемые реак- тивы Сплав Zr или иОг, U - Zr (сплав) 6М NH4F + 1 М NHaNOj, процесс циркалой U - Zr - Nb Zirflex Алюминий U (металл), U - Мо 54 М NH«F + (1/3) М HNO3 + + (2/15)М Н2О2, модифициро- ванный процесс Zirflex 5 М NaOH + 2,5 М NaNO3 Нержавеющая (сплав) U (металл), U - Мо 6 М 1^804, Sulflex-процесс сталь (сплав) UOj, иОг -ТЬОг UOj -ThCh, U - Th (сплав) 5 М HNO3 + 2 М на, Darex- процесс Таблица 13.2. Методы растворения отработавших твзлов Оболочка Топливо Реактивы Сплав циркония (Юг, U - Мо (сплав), U - Zr, U - Zr - Nb HNO3 + HF + A1(NO3)3 Алюминий U, U - Al, U - Мо (сплав) HNO3 + Hg(NO3)2 Нержавеющая сталь U, U - Мо, иОг HNO3 + на Отсутствует U, (Юг, U - Мо (сплав), U - Zr, U - Zr - Nb, иОг ThCb HNO3, HNO3 + HF U + 4,5HNO3 -> UO2(NO3)2 + 1.57NO + 0,84N02 + + 5 • 10м N2O + 0,043N2 + 2,25H2O, где образующиеся газы NO и NO2 могут быть выделены в виде азотной кислоты. 13.8.2. Метод жидкостной экстракции. Единственным промышленно освоенным крупномасштабным методом извлечения урана, плутония и полезных радионуклидов из отработавшего топлива является их экстракция из водных растворов с помощью жидкого органического растворителя. Стадия удаления оболочек и растворения отработавших твэлов, описанная выше, является по сути подготовительной операцией к проведению процесса жидкостной экстракции. Принцип жидкостной экстракции веществ из водного раствора основан на свойстве растворимости или нерастворимости. Когда одни вещества растворимы, а другие практически нерастворимы в органическом раство- 297
рителе, растворимые вещества могут быть экстрагированы растворителем, который практически не смешивается с водой. Другими словами, когда органическая жидкость входит в контакт с водным раствором, то нахо- дящиеся в нем соединения распределяются в соответствии с законом рас- творимости либо в органической жидкости, либо остаются в водном рас- творе. Соединения, у которых растворимость выше в органической жид- кости, переходят в нее. Таким образом, шаг за шагом осуществляется процесс жидкостной экстракции. Процесс жидкостной экстракции осуществляется либо в экстракци- онных колоннах, либо в смесителях-осадителях, работающих на принципе противотока органического растворителя и водного раствора. В резуль- тате вещества с наивысшей растворимостью в органической жидкости легко экстрагируются. Наиболее важным свойством органической жидкости является ее се- лективность, т. е. способность экстрагировать только необходимые ком- поненты из водного раствора, а именно уран и плутоний. Селективность выражается через коэффициент разделения 0, который, в свою очередь, зависит от отношения коэффициентов распределения требуемых продук- тов и примесей в органическом растворителе и водном растворе в состоя- нии равновесия между ними. Таким образом, коэффициент распреде- ления _ Концентрация компонента в органическом растворителе (13 22) d Концентрация компонента в водном растворе в состоянии равновесия. Следовательно, коэффициент разделения равен 0=С., ./С., .. (13.23) а (продукта)' а (примеси) ' 7 Значение Cd (продукта) должно быть значительно больше Cd (примеси) • Типичным процессом жидкостной экстракции является пьюрекс- процесс, схема которого приводится в [25, 28]. В качестве органиче- ского экстрагента в процессе применяется трибутилфосфат (ТБФ). Пью- рекс-процесс разработан для регенерации урана и плутония из облучен- ного природного урана в Pu-производящих реакторах, очистки урана и плутония от продуктов деления и разделения этих двух элементов друг от друга. Нитратные соединения урана (VI) и плутония (IV) легко экстрагируются ТБФ, в то время как почти все продукты деления оста- ются в водном растворе. Коэффициенты дезактивации, определяемые из уровня активности у-излучения продуктов деления, составляют 10б для урана и 107 для плутония. В чистом виде ТБФ представляет собой жидкость без цвета и запаха. Он обладает очень низким давлением пара при комнатной температуре и точкой воспламенения 145 °C. Ниже приведены некоторые важные для экстракции свойства ТБФ при Т= 25 С. Плотность, г/см3........................... 0,973 Вязкость, Па • с........................... 33,2 • 10~* Растворимость в воде, г/л.................. 0,39 Растворимость воды в ТБФ, г/л.............. 64,0 298
При обычных температурах ТБФ полностью смешивается с наиболее при- менимыми органическими растворителями. ТБФ устойчив в присутствии высоко концентрированной HNO3, используемой в процессе как соле- образующий агент. Как правило, для экстракции и очистки урана и плутония, регенери- рованных из водного раствора отработавшего топлива, требуется не- сколько циклов экстракции. В первом цикле пьюрекс-процесса сырье- вым материалом служит водный раствор нитратов урана (VI), плутония (IV) и продуктов распада с избытком HNO3. Нитрит натрия добавляет- ся для стабилизации Pu (IV) и предотвращения его окисления азотной кислотой. В ходе первого цикла нитраты урана (VI) и плутония (IV) экстрагируются из водного раствора и переходят в ТБФ. Органическая фаза, содержащая U и Ри, промывается разбавленной азотной кислотой, причем при промывке плутония добавляется восстановительный агент1. Первый цикл завершается полным разделением растворов нитратов ура- на (VI) и плутония (IV). Для очистки водных растворов нитратов урана (VI) и плутония (III) приводятся дополнительные циклы экстракции. Цикл очистки урана практически повторяет завершающую стадию первого цикла. Водный раствор нитрата урана (VI) направляется на экстракцию ТБФ в экстрак- ционно-промывочную колонну, а затем промывается водным раствором агента-восстановителя для отделения остатков плутония. Трехвалентный плутоний окисляется обратно до четырехвалентного состояния добавле- нием в водный раствор нитрата натрия и азотной кислоты. Pu (IV) затем вновь экстрагируется ТБФ и промывается азотной кислотой в экстрак- ционно-промывной колонне. Циклы очистки повторяются до тех пор, пока не будут достигнуты нужная степень чистоты и разделения урана и плутония. 13.8.3. Газофторидный метод. Дезактивация и извлечение урана из отработавшего топлива фракционной перегонкой фторидов с последую- щей отгонкой UF6 представляет интерес в связи с процессами обогащения уранового топлива (см. § 13.5). Метод основан на использовании разли- чий в давлениях паров фторидов разнообразных элементов, находящих- ся в отработавшем топливе. Другими словами, газофторидный метод использует высокую летучесть UF6 по сравнению с фторидами большин- ства продуктов деления для извлечения урана [29, 30]. Гексафторид урана отгоняется дз фторидной ванны, содержащей раствор отработавше- го топлива во фторидах галогенидов, таких как BrF3 или C1F3. В табл. 13.3 приведены физические свойства некоторых наиболее важ- ных веществ, участвующих в газофторидном процессе. Металлический уран легко переводится в UF6 взаимодействием с F2, BrF3 и смесью C1F3-HF. В ходе реакции фторирования выделяется большое количество тепла, которое трудно отводить, если фторирующие агенты применяются в виде газов. Поэтому фторирующий агент участ- 1 При этом происходит восстановление Pu(TV) до Pu(III), который менее подвержен экстракции ТБФ, чем PuflV), и может быть, таким образом, отделен от U(VI). 299
Таблица 13.3. Физические свойства некоторых соединений, участвующих в газофторидном процессе Соеди- нение Температу- ра кипения или субли- мации при 0,1 МПа, °C Температура плавления, °C Теплота испарения, кДж/г-моль Давление пара при 100 С, - МПа ИЗ жид- кости из твердого состояния f2 -187,92 -217,96 63 Высокое TeF2 038,3 -37,8 18,8 — 3,63 Cl2 -34,05 -100,98 203 27,2 5,81 C1F3 11,75 -76,32 27,6 353 1,51 HF 19,54 -83,07 7,9 12,5 0,71 MoF6 35,0 173 — — — BrF3 42,2 -61,3 30,1 38,5 0,51 UF6 54,6 64,02 (тройная точка при 0,15 МПа) 28,8 48,1 0,41 PuF6 62,3 50,7 30,9 50,6 0,3 Br2 58,78 -7,3 303 50,6 0,3 BrF3 125,75 8,77 39,7 47,7 4,2 • 10-2 NbFs 229 78,9 53,1 — 1,1 • 10'3 PuFs 313 105,0 70,2 96,6 1,6 -10-4 вует в реакции в виде жидкости при низкой температуре и высоком дав- лении для обеспечения удовлетворительной скорости реакции. Удовлетворительная скорость растворения металлического урана в BrF3, содержащем элементарный бром, достигается при 85 °C. Материа- лы оболочки, такие как сплавы циркония или алюминия, перед фториро- ванием урана необходимо удалять механической или химической обра- боткой (см. § 13.8). Фториды плутония, циркония (или алюминия) и других продуктов распада нерастворимы в BrF3 и образуют плотный осадок после фтори- рования урана. Согласно типичной схеме фторидного процесса (фракционной пере- гонке) [30] отработавшее, очищенное от оболочки металлическое ура- новое топливо и BrF3 направляются во фторатор, представляющий со- бой колонну из никелевого сплава. Непрерывная ректификация в ходе растворения (фторирования) при 10 °C позволяет выделить основную массу образовавшихся UF6, TeF6, Вг2 и остатки BrF3. Дальнейшая рек- тификация по окончании растворения приводит к испарению оставше- гося количества UF6, а непрореагировавший BrF3 отгоняется и возвраща- ется в цикл фторирования урана. Смесь газов, содержащая UFe, направ- ляется в химический реактор, где выделенный в ходе реакции растворе- ния бром соединяется с фтором с образованием BrF3. Полученный и очи- щенный UF6 направляется в качестве питания на стадию обогащения либо на выделение чистого урана. Наиболее трудной операцией очистки UF6 является его отделение от BrFs, образующегося в небольших количествах в ходе фторирова- 300
ния и имеющего близкое по значению давление пара (см. табл. 13.3). На выходе из дистиллятора очистки урана собираются три фракции: UFe, BrF3, BrFs вместе с TeF«- Они выводятся при работе дистиллятора в периодических режимах. Давление внутри дистиллятора должно под- держиваться выше тройной точки (0,15 МПа), чтобы разделение прохо- дило в жидкой (или конденсированной) фазе. Требуется только частич- ное выделение UF6 из BrF3, если в дальнейшем BrF3 возвращается в цикл переработки. После того как все летучие соединения выведены из фторатора, не- летучие фториды других радионуклидов, такие как PuF6, NbFs, PuFs и др., удаляются промыванием водным раствором нитрата алюминия или аналогичным раствором, способным растворять нелетучие фтори- ды. Плутоний (в виде фторидов от PuF4 до PuF6) затем извлекается по описанному выше методу жидкостной экстракции. Ввиду низкого коэффициента дезактивации (значительно ниже 107) фторидный метод не позволяет получать дезактивированный плутоний. Поэтому данный метод может быть более пригоден для переработки вы- сокообогащенного топлива исследовательских реакторов, где присут- ствуют лишь небольшие следы плутония. Для таких случаев применим и пирометаллургический (или пирохимический) метод. 13.8.4. Пирометаллургический метод. Пирометаллургический метод был с успехом продемонстрирован при регенерации высоко обогащен- ного топлива экспериментального быстрого реактора EBR-II. В пиро металлургическом методе отработавший высокообогащен- ный уран и продукты распада, включая плутоний, находятся в металли- ческом состоянии в ходе всех стадий метода. К основным недостаткам метода относятся слишком низкий коэффициент дезактивации (по- рядка 100); обязательность дистанционного управления на всех стадиях метода и значительность радиационной защиты. К преимуществам метода следует отнести отсутствие жидких растворителей; малый объем радио- активных отходов (твердая компактная фаза оксидов); сокращение аппаратурного оформления процесса ввиду применения высокообога- щенного отработавшего топлива. Первая демонстрационная опытно-промышленная установка пироме- таллургического процесса основана на методе очистки в расплаве с выво- дом оксидов металлов отработавшего топлива реактора [31]. На рис. 13.14 изображена блок-схема этого процесса. После выгрузки из реактора и непродолжительного охлаждения высокообогащенное отра- ботавшее топливо, содержащее около 48, 52 или 67% 23SU, расплавля- ется в тугоплавком тигле из ZrO2 (Тпл = 2600 °C) и выдерживается в течение нескольких часов при температуре 1400 °C (выше точки плав- ления металлического урана, но значительно ниже этого показателя для молибдена). При этом из расплава в первую очередь удаляются образо- вавшиеся продукты деления — инертные газы (Кг, Хе, Не), щелочные металлы (Cs, Na, К) выпариваются, Sr, Ba, Y и щелочные редкоземель- ные металлы окисляются, а продукты деления Мо, Zr, Nb, Pd, Ru, Rh ос- таются в металлическом состоянии. Фиссиумные элементы возвращаются вместе с ядерным топливом в цикл, поддерживая нахождение урана в 301
Те_пловыделяющие | сборки ТХ - 1 И Ядерныи реактор Рис. 13.14. Блок-схема пиро- металлургического метода Летучие продукты распада •*----- Облагораживание топлива Возврат отходов в цикл Выгрузка отработавшего топлива Очистка, в расплаве Регенерированный делящийся материал £ Цикл регенерации I Изготовление твзлов Регенерация деляще- гося материала. Радиоактивные отходы на переработку и захоронение 7-фазе и повышая его устойчивость к облучению. Продукты деления, которые окисляются значительно легче, чем уран и плутоний, переводят- ся в окисный шлак, осаждаются и удаляются со стенок тигля. Объем твердых радиоактивных оксидов значительно меньше объема жидких радиоактивных отходов, выделяемых в процессе жидкостной экст- ракции. Ввиду того, что период охлаждения отработавшего топлива в пироме- таллургическом методе невелик, коэффициенты дезактивации очень малы. Поэтому регенерированное топливо и возвращенные в цикл продукты деления обладают высокой радиоактивностью. Для миними- зации радиоактивной опасности установки по очистке в расплаве и изго- товлению регенерированного топлива объединены вместе с EBR-II в одну станцию [32]. Иными словами, активная зона реактора, охлаждаюшда бассейн, установки по переработке топлива и изготовлению твэлов из регенерированного топлива, все они соединены в замкнутый топливный цикл. Следовательно, в этом замкнутом топливном цикле расстояние между различными процессами, начиная с выгрузки отработавшего топлива, охлаждения, переработки, изготовления твэлов и кончая за- грузкой регенерированного топлива обратно в реактор (EBR-II), сведе- но до минимума (рис. 13.14). Характерной чертой пиро металлургического метода EBR-II является дистанционное управление процессом изготовления тонких топливных стержней (внешним диаметром 0,355 см) методом литья под давле- нием. Жидкий Мо—U-Pu-сплав под давлением подается в набор спе- циальных трубок Nycor. Металлический сплав застывает в формах внутри трубок. Затем трубки разбивают и из них извлекают топлив- ные стержни. Далее топливные стержни помещают в чехлы из нержавею- щей стали (тип 316), покрытия сваривают, проверяют сканирующей рентгеновской техникой и затем направляют на выполняемую дистан- ционно сборку ТВС. 302
13.9. МАТЕРИАЛЫ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ В ПРОЦЕССАХ ПЕРЕРАБОТКИ ОТРАБОТАВШЕГО ТОПЛИВА И ПРИ ОБРАЩЕНИИ С РАДИОАКТИВНЫМИ ОТХОДАМИ 13.9.1. Материалы, используемые в процессах переработки топлива. Материалы, вовлеченные в процессы переработки, делятся на материалы топлива и оболочек отработавших твэлов; механические устройства и химические растворы для разделки и растворения отработавших твэ- лов; основное оборудование переработки топлива, а также материалы трубопроводных систем, разделительные колонны для U и Ри, испарители, тугоплавкие тигли и т. п. Материалы топлив и оболочек различных отработавших твэлов реак- торов деления приведены в первых двух столбцах табл. 13.1. Основными материалами оболочек служат сплав циркония или циркалой, алюминий или его сплав и аустенитная нержавеющая сталь. Относительно реже ис- пользуются в качестве оболочек топливных элементов сплав магния - магнокс для английских газоохлаждаемых реакторов (GCR) и сплав ни- келя для материала покрытия топлива из карбидов. Механические средства удаления покрытия из магнокса и оболочек из алюминия широко применяются для разделения отработавших твэлов газоохлаждаемых (GCR) и легководных исследовательских реакторов. Основными материалами для изготовления машин и инструментов для прокатки, резки и других механических операций служат углеродистые стали (как с низким, так и с высоким содержанием углерода), стальные сплавы и др. Химические средства удаления оболочек и растворения отработавших твэлов большинства энергетических реакторов приведены в третьем столбце табл. 13.1 и 13.2. Такие химические растворители, как HNO3, NaNO3 и NH4F, применяются также при разделении топлива. Основное оборудование системы переработки топлива, такое как трубопроводы, растворные емкости, экстракционные колонны, колонны разделения урана и плутония, изготавливается из нержавеющих сталей, никелевых и некоторых специальных сплавов. К основным требованиям, предъявляемым к этим материалам, относятся химическая стойкость к применяемым растворителям и растворам и высокая коррозионная стойкость к водным растворам. Нужно отметить, что после жидкостной экстракции полезные продук- ты деления и радионуклиды, такие как 90Sr,137Cs и 238Pu, помещаются в капсулы из нержавеющей стали или никелевых сплавов, которые хими- чески инертны и обладают коррозионной стойкостью. Оборудование, применяемое в процессе фракционной перегонки фтори- дов, - трубопроводы, растворные емкости, фтораторы, емкости для очистки урана - также изготавливаются из нержавеющей стали, никеле- вых и специальных сплавов. Нелетучие фториды плутония и продуктов деления удаляются промывкой и растворением фторидов в соответствую- щем водном растворе по методу жидкостной экстракции. Оборудование и материалы, применяемые для регенерации плутония и полезных продук- тов деления по фторидному методу, аналогичны тем, которые исполь- зуются в процессе жидкостной экстракции. Так как в процессе перегон- 303
ки фторидов выделяют UF6, который служит питанием заводов по обо- гащению, например газодиффузионных, то материалы, применяемые в этих процессах, сходны с материалами, используемыми в газодиффу- зионных процессах. В пирометаллургическом процессе, связанном с реактором, такое оборудование, как система обращения с топливом (загрузка, выгрузка и транспортировка), тугоплавкие тигли, система трубопроводов, изго- тавливается из обычных или специальных материалов. Тигли делаются из ZrO2 или другого тугоплавкого материала. Манипуляторы и трубо- проводы соответственно из обычных и нержавеющих сталей и никеле- вых сплавов. 13.9.2. Материалы, используемые в процессах обработки и хранения радиоактивных отходов. Материалы, применяемые для обработки и хра- нения радиоактивных отходов, к которым предъявляются требования химической инертности и высокой коррозионной стойкости, делятся на: 1) материалы контейнеров для хранения жидких радиоактивных отхо- дов; 2) материалы контейнеров для транспортировки радиоактивных отходов; 3) материалы для обработки жидких отходов; 4) материалы для промежуточного хранения твердых отходов; 5) материалы контей- неров для окончательного захоронения отходов. Жидкие радиоактивные отходы высокой, средней и низкой активности и материалы контейнеров для их хранения приведены в табл. 13.4 [33, 34]. Различные типы нержавеющих сталей используются для изготовления контейнеров (или канистр) для радиоактивных отходов. Коррозия трубопроводов для жидких отходов может привести к образованию трещин и утечке этих отходов, а значит, и радиоактивному заражению окружающей среды. Поэтому такие линии обычно помещаются в двойную оболочку из нержавеющей стали. Катодная защита применя- ется для предотвращения гальванической коррозии трубопровода во время истечения жидких отходов. Таблица 13.4. Жидкие радиоактивные отходы и материалы для их хранения Отходы Материалы Высокоактивные Фторидные 304L, 316L, 348 (нержавеющая сталь) Азотнокислые 347, 390SCb, 18/13/1 (U. К.), 3O4L, 348 (нержавею- щая сталь) Сернокислые 316L, 347 (нержавеющая сталь) хастеллой-С, хастеллой-F, титан 45 А Хлоридные 304 L, 347 (нержавеющая сталь) Нейтрализованные Бетонный контейнер с обкладкой из нержавеющей стали 18-8 Сред неактивные 304L.347 (нержавеющая сталь) DIN 4505 (для отходов процесса Sulflex) Низкоактивны с 304L, 347 (нержавеющая сталь) стальные кон- тейнеры со стеклянной обкладкой, бетон 304
Таблица 13.5. Процессы материалы для прокаливания жидких отходов с получением тугоплавких продуктов Процесс Материалы Прокаливание в форсунке (Hanford) Прокаливание в тигле (ORNL) Прокаливание во вращаю- щейся печи (BNL) Прокаливание в кипящем слое (ICPP) Промежуточное хранение после прокаливания 304L (нержавеющая сталь), инконель-600 304L, 310 (нержавеющая сталь), инконель-601, нимоник-81, короиель- 230 Инконель X, коронель-25, иллиум G, нионель 304L, 310, 347, 440-С (нержавеющая сталь), хаунес-35, -188, нитроник-50 310, 304L (нержавеющая сталь), инколой-825, -800, B-SiO2 стекло Материалы, применяемые при обращении с жидкими отходами в про- цессах выпаривания, ионного обмена, выжигания и прокаливания, ме- няются от процесса к процессу. Используемые в процессе выпаривания испарители обычно изготавливаются из нержавеющих сталей 304ELC, 3O9SCb, 304L или инконель-825, титана 75А и сплавов нитроник-50. Для сооружения ионообменных колонн обычно применяются нержавею- щие стали 304L и 347. Поток жидких отходов проходит через ионообмен- ный слой неорганических соединений, состоящий из титанатов, ниобатов или цирконатов, которые поглощают катионные радионуклиды. В про- цессе выжигания горючие отходы окисляются горением в атмосфере воздуха или действием смеси горячих серной и азотной кислот. Печь для выжигания обкладывается огнеупорным кирпичом или другим жаростой- ким материалом. Жидкие радиоактивные отходы обычно подвергают отверждению в форме оксидов или стекла. Для этой цели применяются методы каль- цинации или прокаливания: прокаливание в форсунке, прокаливание в тигле, прокаливание во вращающейся печи, прокаливание в кипящем слое. Материалы, применяемые для различных процессов прокаливания, приведены в табл. 13.5 [4, 33, 34]. Для промежуточного хранения высокоактивных твердых отходов (после прокаливания) применяются контейнеры из нержавеющих ста- лей 304, 310 или инколой-800. Захоронение отвержденных высокоактивных отходов, помещенных в канистры из нержавеющей стали или никелевого сплава, производит- ся в подземных штольнях или зонах геологических формаций на глубине около 1000 м. Основными материалами, используемыми при переработке отработав- шего топлива и обращении с радиоактивными отходами, являются нержа- веющие стали и сплавы никеля (см. § 10.7) в сочетании с углеродом, бетоном (или битумом), боросиликатным стеклом, полиэтиленом и т. д. 305
13.10. ПЕРЕРАБОТКА ЯДЕРНОГО ТОПЛИВА Замыкающей стадией ураи-плутониевого ядерного топливного цикла является химическая переработка отработавшего ядерного топлива (см. рис. 13.1). Для возвращения отработавшего топлива в цикл ядер- ной энергетики необходимо создать промышленный радиохимический завод. При этом, однако, возникают трудности технологического, эко- номического характера, выбора площадки, защиты окружающей среды. 13.10.1. Радиохимический завод и связанные с ним установки. Блок- схема радиохимического завода и установок показана на рис. 13.15. Центральное место в схеме занимает комплекс установок по переработ- ке (или разделению) топлива. Регенерированный уран можно использо- вать в тепловых энергетических реакторах; смешанное уран-плутоние- вое топливо — в быстрых реакторах-размножителях. С учетом дальнейшего использования урана в тепловых энергетиче- ских реакторах регенерированный уран переводится в одно из химиче- ских соединений: UF6, UO2 или UO3. UF6 служит питанием для завода по обогащению топлива. UO2 прямо направляется на изготовление твэ- лов для тепловых энергетических реакторов. Так как UO3 пригоден для длительного хранения и может быть в дальнейшем преобразован в UF6 или UO2, имеет смысл часть регенерированного урана переводить в форму UO3. Что касается использования смешанного уран-плутониевого топлива в быстрых реакторах-размножителях, то в этом случае смесь регенери- рованных урана и плутония переводится в форму UO2 • PuO2 или (U, Pu) О2 и направляется в реакторы типа LMFBR. Для этих целей мо- жет оказаться полезной разработка процесса соосаждения урана и плу- тония. Рис. 13.15. Заключительные стадии ядерного топливного уран-плутониевого цикла 306
Производительность, r/гоЗ Рис. 13.16. Зависимость удельной стоимости переработки топлива, изготовления твэлов из смешанного топлива (U, Ри)О2 и обращения с отходами от производи- тельности радиохимического завода при ежегодных процентных отчислениях 12,5 (при стоимости отработавшего топлива 1000 долл/кг) : 7 - общая удельная стоимость; 2 — переработка отработавшего топлива; 3 - обращение с отходами; 4 - изготовление твэлов Рис. 13.17. Зависимость удельной стоимости переработки топлива, изготовле- ния твэлов из смешанного топлива (IT, Ри)О2 и обращения с отходами от произ- водительности радиохимжеского завода при ежегодных процентных отчислениях 25 (обозначения те же, что и на рис. 13.16) ё 9,9 I 0,8 | 0,7 | 0,6 1 °'S 'M, o,4 § 0,3 I Производительность, т/год Следует напомнить, что первичными продуктами экстракционного процесса являются растворы нитрата урана U(NO3)4 и плутония Pu(NO3)4. Соответствующим процессом прокаливания эти соединения можно перевести в UO2 и РиО2 для их дальнейшего использования в быстрых реакторах-размножителях. 13.10.2. Производительность завода и относительная стоимость про- дукта. Несмотря на недостаточность информации, возможно провести сравнительные оценки стоимостей радиохимических заводов путем при- менения последовательного стоимостного анализа. Стоимостный анализ часто называют нормализацией или минимизацией стоимости. Стоимость радиохимического завода по переработке топлива состоит из общих капитальных затрат и затрат на эксплуатацию и обслужива- ние. Общие капитальные затраты включают в себя: возврат ссуды бан- ку и все процентные налоговые отчисления (банковский процент, стра- ховка и т. д.). На рис. 13.16 и 13.17 представлены зависимости относи- тельных удельных стоимостей переработки топлива и обращения с от- ходами для ежегодных процентных отчислений, равных соответственно 12,5 и 25%. Все удельные стоимости рассчитаны на 1 кг переработанного отработавшего топлива и произвольно выражены в единицах 1000 долл./кг. Значения удельных стоимостей при промежуточных зна- чениях (между 12,5 и 25%) процентных отчислений можно получить ин- терполяцией графиков на этих двух рисунках. 307
При сравнении рис. 13.16 и 13.17 видно, что удельная стоимость очень чувствительна к размеру процентных отчислений; все удельные стоимо- сти уменьшаются при увеличении производительности завода и достига- ют равновесия при определенном значении производительности; удельная стоимость переработки топлива значительно выше удельной стоимости изготовления твэлов и переработанного топлива (рефабрикация). Ра- счетные данные аналогичны приведенным результатам: удельные стои- мости, капитальные затраты, затраты на эксплуатацию и обслуживание уменьшились с увеличением производительности завода [35, 36]. В це- лом произведение общей удельной стоимости на производительность радиохимического завода равно общей стоимости радиохимического завода по производству топлива. 13.11. ТОПЛИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ, УЧАСТВУЮЩИЕ В U-Pu-ТОПЛИВНОМ ЦИКЛЕ Несмотря на существование трех топливных циклов, большинство ядерных энергетических тепловых реакторов работают в уран-плутоние- вом ЯТЦ. Среди топливных и сырьевых материалов наиболее важными как для тепловых, так и быстрых реакторов-размножителей являются 235U, 238U и 239Ри. Среди тепловых энергетических реакторов веду- щую позицию занимают легководные (PWR, BWR) реакторы. На рис. 13.18 показаны ежегодные потребности в топливных материалах (в виде руды, конвертированного, обогащенного и регенерированного топлива), необходимых для нормальной эксплуатации мощностью 1000 МВт (эл.) в U-Pu ЯТЦ. Для обеспечения эксплуатации 1000 МВт (эл.) LWR на первой ста- дии ЯТЦ необходимо добыть 86000 т руды с высоким содержанием урана. После стадий измельчения, очистки и концентрирования выделя- ют товарный продукт U3O8 в количестве 165 т (см. § 13.2). Пройдя стадию обогащения, количество урана сокращается до 53—55 т (в зави- Р и с. 13.18. Ежегодные потребности в топливных материалах, необходимые для нормальной эксплуатации ЛВР мощностью 1000 МВт(эл.) 308
симости от требуемой степени обогащения) обогащенного UF6. Обога- щенный UF6 затем переводится в металлический 23SU или UO2 в коли- честве около 36 т, которые направляются на изготовление твэлов. Пос- ле 1—2 лет эксплуатации в энергетическом реакторе отработавшие твэлы выгружают из реактора и помещают в охлаждающие бассейны, где про- исходит интенсивный распад продуктов деления, а затем направляют на радиохимический завод. На радиохимическом заводе происходит ре- генерация урана и плутония и выделение полезных радионуклидов. Ре- генерированный уран может быть использован в трех направлениях: 1) если уран регенерирован по газофторидному методу, то полученный UF6 направляется в качестве питания на обогащение; 2) уран может проходить цепочку от UF6 через обогащение до изготовления твэлов; 3) уран может быть прямо направлен на изготовление твэлов, если он регенерирован по методу жидкостной экстракции. Регенерированный плутоний можно использовать в качестве топлива в быстром реакторе- размножителе типа LMFBR или в составе смешанного оксидного топли- ва в так называемом экспериментальном легководном реакторе-раз- множителе [5]. Высокоактивные радиоактивные отходы, составляющие около 5 т, отверждаются и вывозятся на захоронение [4]. Для реакторов с мощностью, отличной от 1000 МВт(эл.), потреб- ность в 23SU можно рассчитать из прямой пропорциональной зависи- мости: 1000МВт(эл.) —36 т 23SU. ГЛАВА 14 МАТЕРИАЛЫ ТВЭЛОВ, КАНАЛОВ ДЛЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, СИСТЕМ ТРУБОПРОВОДОВ И КОРПУСОВ РЕАКТОРОВ ДЕЛЕНИЯ 14.1. ВВЕДЕНИЕ Большой интерес к ядерным реакциям деления или синтеза как источ- никам ядерной энергии основан на том, что все они являются экзотерми- ческими и протекают с выделением тепловой энергии в ходе самоподдер- живающихся цепных реакций. Развитие ядерных реакторов деления (или термоядерных реакторов) инициируется научно доказанной возмож- ностью экономически выгодного производства огромных количеств электрической энергии. Твэлы, каналы для теплоносителя, системы трубопроводов и корпуса под давлением являются первичными компонентами ядерных энергети- ческих реакторов деления. Твэлы, изготавливаемые с применением де- лящегося топливного материала и конструкционных материалов (свя- зующий и оболочечный материалы), являются источниками выделения ядерной энергии. С помощью каналов для теплоносителя и систем трубо- проводов тепло (ядерная энергия) отводится от твэлов. В корпусе ре- актора под давлением заключены твэлы, каналы для теплоносителя и другие компоненты активной зоны реактора. При конструировании ядерного энергетического реактора деления выбор материалов и размеров твэлов, каналов для теплоносителя, си- 309
стем трубопроводов и корпуса реактора под давлением зависит глав- ным образом от рабочей температуры (или перепада температур), рабо- чего давления (или перепада давлений), плотности энерговыделения, удельной мощности и максимального (номинального) уровня мощности реактора. 14.2. ТЕПЛОВЫДЕЛЯЮЩИЕ ЭЛЕМЕНТЫ При классификации ядерных реакторов деления учитываются: 1) энер- гетический интервал нейтронов (например, быстрые реакторы-размно- жители, реакторы на промежуточных надтепловых нейтронах и тепло- вые реакторы), 2) назначение реактора (могут быть, например, энергети- ческие, учебные и исследовательские реакторы) и 3) тип топлива и тепло- носителя реактора [например, легководные реакторы (LWR), тяжело- водные реакторы (HWR), быстрые реакторы-размножители с жидкоме- таллическим теплоносителем (LMFBR) и газоохлаждаемые реакторы (GCR) или высокотемпературные газоохлаждаемые реакторы (HTGR) ]. В зависимости от типа ядерного реактора может изменяться конструк- ция твэлов, каналов для теплоносителя или корпуса реактора под дав- лением. Твэлы работают в активной зоне ядерного энергетического реактора и подвергаются действию наибольшего нейтронного потока, наиболее интенсивного нейтронного облучения, наивысшей температуры из-за гене- рирования тепла в топливе и наибольшим радиационным, термическим и механическим напряжениям и деформациям [1 — 5]. Существуют по крайней мере три предельных уровня по температуре или линейной мощности, ограничивающие режимы эксплуатации твэлов: 1) максимальная температура, при которой не должно происходить плавление топлива в центре твзла; 2) температура нежелательного фазового превращения, связанного с вредными эффектами; 3) максимальный тепловой поток, при котором не будет иметь место пережог твзла в результате непрерывного пленочного кипения теплоно- сителя (например, тяжелой или легкой воды) на поверхности твзла. К основным функциям твэлов относятся: а) генерирование энергии де- ления ядер в топливе, б) перенос тепла, образующегося при делении ядер, к теплоносителю через оболочку, в) удержание таких газообразных продуктов деления, как 4Не, 85Кг и 133Хе, в твэле и г) обеспечение со- вместимости материалов топлива, прослойки между топливом и оболоч- кой, оболочки и теплоносителя. Кроме того, твэлы должны обладать термической и радиационной стабильностью, механической (или конструкционной) прочностью и коррозионной стойкостью. Идеальный твэл характеризуется высокой термической, радиацион- ной и механической стабильностью, хорошей коррозионной стойкостью (внутренняя поверхность оболочки должна обладать небольшой склон- ностью к растрескиванию в результате усталости под действием терми- ческих напряжений или в результате коррозии под действием напря- жений), легкостью изготовления и переработки топлива, хорошей эко- 310
номией нейтронов и высоким выгоранием топлива, длительным вре- менем эксплуатации и низкой стоимостью. 14.2.1 . Типы твэлов. Было предложено, изготовлено и испытано боль- шое число твэлов с различными комбинациями материалов топлива, оболочек и связующего материала, совместимых с материалом теплоно- сителя. Однако наиболее пригодными оказались те твэлы, которые име- ли относительно высокую термическую, радиационную и механическую стабильность, хорошую коррозионную стойкость и простую геометрию. В гетерогенных реакторах в соответствии с типом топливного материа- ла используются твэлы с металлическим топливом и твэлы с керамиче- ским или металлокерамическим топливом. Эти твэлы по своей геомет- рии подразделяются на твэлы пластинчатого и цилиндрического типа [1—12]. Гомогенные экспериментальные реакторы были испытаны с топливом в виде расплавленной соли и с расплавленным плутониевым топливом [13—15]. В гл. 6—9 рассматривались металлические и керамические топлива. В гл. 10 анализировались материалы оболочек и конструкционные ма- териалы. Эти материалы ядерного топлива и конструкционные мате- риалы используются для изготовления твэлов различного типа, которые также обсуждались. Опыт использования отдельных топливных и кон- струкционных материалов показывает, что наиболее распространен- ными оказались: 1) твэлы пластинчатого типа с металлическим топливом, используемые в большинстве исследовательских реакторов, и стержневые твзлы с ме- таллическим топливом, используемые в реакторах типа EBR-II. 2) твэлы цилиндрического типа с керамическим топливом, используе- мые в большинстве тепловых энергетических реакторов и в демонстра- ционных энергетических быстрых реакторах-размножителях (LMFBR). Эти твэлы продемонстрировали относительно высокую термическую, радиационную и механическую стабильность и хорошую коррозионную стойкость. Простота геометрии твэлов позволяет осуществлять их эко- номически выгодное производство в промышленном масштабе. 14.2.2 . Пластинчатые твэлы. Твэлы пластинчатого типа или просто пластинчатые твэлы (плоские или изогнутые) обычно изготавливаются из топлива, сильно обогащенного 235U, с алюминиевыми оболочками (или оболочками из сплавов А1) в форме тонких длинных прямоуголь- ных пластин, как показано на рис. 14.1. Например, изогнутые пластинча- тые твэлы усовершенствованного испытательного реактора (ATR) со- стоят из слоев уран-алюминиевого сплава, содержащего не менее 20— 22% сильно обогащенного урана (около 93% 235U), толщиной 0,3 см, плакированных с каждой стороны слоями А1 такой же толщины. Ширина пластин составляет около 7,65 см, а длина 122 см. С помощью боковых алюминиевых деталей 19 пластин собираются в ТВС так, что зазор между пластинами составляет 0,505 см (рис. 14.2). Оба конца ТВС с пластинча- тыми твэлами открыты, чтобы охлаждающая вода могла протекать между пластинами. Идея создания изогнутых пластинчатых твэлов реактора ATR возник- ла на базе опыта, накопленного при эксплуатации твэлов реактора для 311
Рис. 14.1. Типичный пластинчатый твэл: 1 ~ оболочка; 2 - связующий материал; 3 - топливо Рис. 14.2. ТВС с изогнутыми пластинчаты- ми твэлами (реактор для испытаний материа- лов MTR): 1 - расстояние между твэлами (канал для теплоносителя); 2 - оболочка; 3 - топливо испытания материалов (реактор MTR с изогнутыми пластинчатыми твэ- лами) и реактора для технических испытаний (реактор ETR с плоскими пластинчатыми твэлами), которые являлись предшественниками реак- тора ATR, построенного в Аргоннской национальной лаборатории [16- 20]. Наиболее важные характеристики реакторов MTR, ETR и ATR при- ведены в табл. 14.1. Характерная особенность реактора ATR заключается в наличии нейт- ронных ловушек, так что максимальный поток тепловых нейтронов до- стигается в бериллиевом -отражателе (окружающем активную зону), а не в активной эоне. Однако поток быстрых нейтронов, на который по- глощение ксеноном оказывает небольшой эффект, максимален в актив- ной зоне. Поэтому в реакторе ATR обеспечивается максимальный поток тепловых нейтронов для исследовательских целей при относительно не- большой скорости деления и небольшом тепловыделении в центре актив- ной зоны. ТВС с пластинчатыми твэлами (рис. 14.3, б) образуют в реакторе ATR кольцевые области, причем внутри центрального участка (нейтрон- ной ловушки) и кольцевых областей расположены материалы замедлите- ля и отражателя (рис. 14.3, а). Благодаря такой конструкции поток теп- ловых нейтронов в центральной области в 5-6 раз превышает поток в реакторе MTR при одинаковой мощности. Как видно нз табл. 14.1, мак- симальный поток тепловых нейтронов в реакторе ATR достигает зна- чения 1,5 • 1015 нейтр./(см2 - с). 312
Таблица 14.1. Некоторые характеристики исследовательских реакторов Иссле- Пластин- Уровень Средняя Макси- Средний Максималь- Максималь- дова- чатый тепловой ПЛОТ- мальная ПОТОК ный поток НЫИ поток тель- ТВЭЛ мощно- ность плот- тепло- тепловых быстрых с кий реак- тор сти, МВт тепловы- деления, МВт/л ность тепло- выделе- ния, МВт/л вых нейтро- нов нейтр. (см -с) нейтронов нейтр. (см2 • с) нейтронов (> 6 эВ), нейтр. (см2 • с) MTR Изогну- тый 40 0,4 - 3 • ю14 4,5 • 1014 - ETR Плоский 175 0,6 — 4 • 1014 6,0 • 1014 - ATR Изогну- тый 250 1,0 2,8 1015 1,5 • 1015 2,0-1015 К другим исследовательским реакторам, в которых используются твэлы пластинчатого типа, относятся реактор с высоким потоком нейт- ронов для получения нуклидов (реактор HFIR в Ок-Риджской националь- ной лаборатории), реактор с нейтронными пучками высокой интенсив- ности (реактор HFBR в Брукхейвенской национальной лаборатории), исследовательский реактор Эймской лаборатории и т. д. Рис. 14.3. Поперечное сечение по центральной плоскости активной зоны (а) и ТВС усовершенствованного испыта- тельного реактора ATR (б). ТВС содержит 19 пластинча- тых твэлов. Толщина топливного слоя 0,51 мм, толщина алюминиевой оболочки 0,38 мм, ширина зазора для потока воды 1,96 мм: 1 - регулирующие стержни; 2 - топливо; 3 - стержни системы безопасности; 4 - наружные цилиндры грубой регулировки; 5 - отверстия для испытаний S) 313
Цилиндрические тозлы Сплошные твзлы I Металлические топливные сердечники Керамические топливные таблетки Трубчатые или кольцевые твзлы Стержни или трубы из металлического топлива. Рис. 14.4. Классификация цилиндри- ческих твэлов 14.2.3 . Цилиндрические топливные элементы. Твэлы цилиндрического типа или просто цилиндрические твэлы широко использовались в иссле- довательских и энергетических реакторах. На рис. 14.4 дана простая классификация цилиндрических твэлов. Сплошные цилиндрические твэ- лы с металлическими топливными стержнями и с керамическими топлив- ными таблетками применяются соответственно в жидкометаллических или газоохлаждаемых реакторах и в легководных или тяжеловодных реакторах. Трубчатые или кольцевые (пустотелые) твэлы (с ребрами или без ребер) с металлическим топливом применяются в некоторых газоохлаждаемых реакторах и используются для ядерного перегрева пара в первых кипящих реакторах. Для обеспечения хороших теплофизических характеристик (характе- ристик теплопередачи и теплосъема) твэлы должны иметь высокое отно- шение площади поверхности к объему и такую конфигурацию, при кото- рой достигается максимальная эффективность удаления тепла с поверх- ности твэла теплоносителем. При этом надо иметь в виду, что конфигура- ции, обусловливающие большие перепады давления теплоносителя, до- пустимы только в том случае, если они дают пропорциональный выигрыш в скорости теплопередачи. Кроме того, твэлы не должны иметь сложную геометрию, чтобы технология изготовления твэлов была простой, а стои- мость изготовления — низкой. Опыт изготовления и эксплуатации пока- зывает, что пластинчатые и трубчатые (кольцевые) твэлы, с металличе- ским топливом удовлетворяют требованиям, которые касаются геомет- рии и характеристик теплопередачи, тогда как цилиндрические твэлы с керамическими топливными таблетками отличаются простотой и отно- сительно низкой стоимостью изготовления при использовании в энерге- тических ядерных реакторах. На рис. 14.5 схематически показана топливная сборка (ТВС) энергети- ческого реактора-размножителя Clinch River (реактор CRBR), состоя- щая из 217 цилиндрических твэлов, связанных в ТВС для обеспечения конструктивной прочности в потоке натриевого теплоносителя. Каждый твэл включает топливные таблетки из смешанного диоксида (U, Ри)О2, оболочку из нержавеющей стали типа 316 и дистанционнрующую про- волочную обмотку. На рис. 14.6 показаны специальный цилиндрический твэл и ТВС с присоединенными к ней измерительными датчиками. ТВС состоит из 37 цилиндрических твэлов, изготовленных с применением керамических таблеток (U, Ри)О2 и оболочек из нержавеющей стали. На рис. 14.7 показаны запальные цилиндрические твэлы реактора EBR-II 314
1 2 3 Рис. 14.5. Схематическое изображение ТВС с цилиндрическими твэлами реактора- размножителя Cbnch River: 1 -идентификационные метки; 2 - идентификационная метка радиоактивным изотопом; 3 - канавка для захвата; 4 — верхняя силовая подушка; 5 - оболочка и канал для теплоносителя; 6 - проволочная дистаиционирующая обмотка; 7 - сцепление; 8 - топливная секция; 9 - топливо (217 твэлов в ТВС); 10 - крепле- ние твэлов; 11 - блок защиты; 12 - пластины с отверстиями; 13 - поршневые кольца; 14 — стойка для селективной установки; 15 - входные щели; 16 - вход- ная насадка; 17 - силовая подушка над активной зоной; 18 - кожух; 19 - выход- ная насадка 315
Рис. 14.6. Цилиндрический твэл и ТВС, осна- щенные измерительными датчиками: 1 - термопары; 2 - твэл; 3 - канал для теп- лоносителя; 4 — приборные провода; 5 - решет- ка; 6 - входная термопара; 7 - расходомер; 8 - датчик, 9 - изоляционные таблетки; 10 - вольфрам-рениевая термопара; II - топливные кольцевые таблетки; 12 - заделка термопар- ного спая; 13 - оболочка из нержавеющей стали MARK-H Рис. 14.7. Запальные цилиндрические твэлы реактора EBR-II конструкции Mark-IA и Mark-II с металлическим топливом (конструкция Mark-IA и Mark-II). Конструк- ция этих твэлов постепенно изменялась от первоначальной Mark-I до Mark-IA и затем до Mark-II. Ниже приведены основные характеристики твэлов реактора EBR-II с металлическим топливом (см также рис. 14.7) [21]. 316
Характеристика твэлов Mark-I Mark-1 А Mark-II Содержание по массе фиссиума в топливном сплаве урана с фиссиумом, % 5 5 5 Обогащение топлива 235U, % 48,4 52,5 67,0 Длина топливного сердечника, см .... 36,1 34,3 34,3 Диаметр топливного сердечника, см 0,365 0,365 0,330 Объем топлива, см3 3,8 3,6 2,9 Эффективная плотность топлива, % 85 85 75 Радиальный зазор между топливом и оболочкой, мм 0,152 0,152 0,254 Толщина стенки оболочки, мм 0,23 0,23 0,30 Наружный диаметр оболочки, см 0,442 0,442 0,442 Материал оболочки (нержавеющая сталь, отожженная на твердый рас- твор) 304L 304 L 316 Длина твэла, см 46 46 61,2 Объем свободного пространства при комнатной температуре, см 0,50 0,67 2,41 Из сравнения запальных твэлов реактора EBR-II видно, что высокого выгорания топлива (более 10%) при высокой надежности работы твэлов можно достичь в результате правильного выбора конструкции и материа- лов твэла, основанного на опыте эксплуатации. Радиационная стойкость твэлов была увеличена путем уменьшения эффективной плотности топли- ва, увеличения радиального зазора между топливом и оболочкой, увели- чения объема свободного пространства внутри твэла (для аккомодации газовых осколков деления) и выбора более прочного и менее радиацион- но распухающего материала оболочки (нержавеющей стали 316 вместо нержавеющей стали 304L) для снижения механического и химического взаимодействия между топливом и оболочкой. Однако с учетом имеющегося производства топлива, разработанной технологии и опыта, приобретенного при эксплуатации твэлов с керами- ческими таблетками из UO2 в тепловых энергетических реакторах, твэлы с керамическими таблетками из (U, Ри)О2 (см. рис. 14.5) для реактора CRBR более предпочтительны. 14.3. СВЯЗУЮЩИЙ МАТЕРИАЛ Как показано на рис. 14.1 и 14.5, между топливным материалом и ма- териалом оболочки твэлов пластинчатого и цилиндрического типов име- ются тонкие промежуточные слои (или пленки) связующих материалов. Связующие материалы в виде тонких слоев или пленок в зазоре между топливом и оболочкой (или на границе раздела) осуществляют сцепление топлива с оболочкой в твэлах. В качестве связующего материала можно использовать также газ или жидкость, например гелий или натрий. Сцепление между материалами топлива и оболочки в твэле можно разделить на металлургическое, механическое и сцепление через жид- кость или газ. Последнее играет наиболее важную роль в технологии про- изводства ядерного топлива. 317
В случае металлургического сцепления две поверхности оказываются плотно сцепленными друг с другом по всей площади контакта за счет фи- зического взаимодействия межатомных сил. Для осуществления метал- лургического сцепления поверхности необходимо привести в плотное соприкосновение с помощью таких методов обработки давлением, как экструзия, горячее прессование или горячая прокатка. Механическое сцепление аналогично металлургическому в том отношении, что поверх- ности топлива и оболочки механически контактируют друг с другом. Однако в случае механического сцепления контакт двух поверхностей не является совершенным. При металлургическом и механическом сцеп- лениях может создаваться диффузионный барьер в виде тонкой пленки между поверхностями топлива и оболочки, препятствующий взаимной диффузии двух материалов. Но металлургическое и механическое сцеп- ления могут приводить к появлению термического барьера между по- верхностями топлива и оболочки, т. е. к увеличению термического со- противления двух материалов. Сцепление через тонкие слои газа или жидкости может не только предотвратить взаимную диффузию материа- лов, но и уменьшить термическое сопротивление между поверхностя- ми топлива и оболочки в твэле. Теплопередача от внешней поверхности топливного сердечника к внут- ренней поверхности оболочки должна осуществляться через слой жидко- сти или через заполненный газом зазор. Основные функции сцепления через жидкость или газ включают увеличение эффективности теплопере- дачи от топлива к оболочке, предотвращение взаимной диффузии между материалами топлива и оболочки, уменьшение химического воздей- ствия продуктов деления, выделяющихся из топлива, на оболочку, обе- спечение свободного пространства для аккомодации термического рас- ширения и радиационного распухания материалов топлива и оболочки, уменьшение термического сопротивления поверхности раздела топливо- оболочка при заполнении зазора топливным материалом. Ниже приведены результаты по перепаду температуры в зазоре, запол- ненном различными связующими материалами при атмосферном давле- нии, для следующих условий: средний тепловой поток 158 Вт/см2, шири- на зазора 0,0254 мм и средняя температура поверхности топлива1 400 6С. о Связующий материал Перепад, С Не........................................ 150 Н......................................... 100 Na.................................. 1 Газообразные продукты деления (Кг, Хе) ..... 2260 Смесь 50% Нс и 50% Кг и Хе................. 300 Сплав NaK (22% Na и 78% К) ............ 1,5 Приведенные данные по перепаду температуры в зазоре характеризу- ют эффективность теплопередачи того или иного связующего материала. При изготовлении топлива в качестве связующих материалов обычно 1 По-видимому, автор имеет в виду поверхность оболочки. - Прим. пер. 318
используются гелий и натрий. При выделении из топлива 85Кг и 133Хе— инертных газообразных продуктов деления-теплопередача между мате- риалами топлива и оболочки ухудшается. В этом отношении предпочти- тельна смесь гелия с газообразными продуктами деления. 14.4. МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ ИЗГОТОВЛЕНИИ ТВЭЛОВ 14.4.1. Изготовление пластинчатых твэлов. Изготовление топлива для пластинчатых твэлов таких реакторов, как MTR, ETR и ATR, осуще- ствляется путем индукционной плавки высокообогащенного урана с чистым алюминием или алюминиевым сплавом в графитовом тигле при атмосферном давлении. После процесса обезгаживания расплав разливают в плоские графитовые изложницы. В зависимости от содер- жания урана в расплаве температура разливки может изменяться от 750 до 1000 °C. Литые заготовки нагревают в течение одного часа при тем- пературе 600 °C и затем прокатывают в горячем состоянии в листы, из которых вырубают топливные заготовки необходимого размера, на- пример 122 • 7,65 • 0,63 см для реактора ATR. Топливную заготовку вставляют в рамку из алюминия и закрывают с обеих сторон алюминие- выми листами с применением или без применения жидкого связую- щего материала. Полученную таким способом составную заготовку снова тщательно нагревают и прокатывают в горячем состоянии до необходимой толщины. После операции отжига окончательная толщина достигается путем хо- лодной, прокатки. Топливные пластины, прошедшие окончательную об- работку, тщательно контролируются методами флюорографии или рентге- нографии для выявления внутренних дефектов. Годные топливные пластины подвергают механической обработке до требуемой ширины и длины и затем им придают необходимую кри- визну. Изогнутые пластинчатые твэлы собирают в ТВС с помощью пай- ки в печи с использованием технологического приспособления. К ниж- нему концу ТВС прикрепляют пустотелый патрубок прямоугольного сечения, необходимый для установки ТВС в опорную решетку актив- ной зоны реактора. Верхняя часть ТВС заканчивается головкой, за кото- рую ТВС захватывается при загрузке в активную зону реактора и при выгрузке из активной зоны (см. рис. 14.2). 14.4.2. Изготовление цилиндрических твэлов с металлическом топ- ливом. Изготовление цилиндрических твэлов с металлическим топливом неразрывно связано со всей установкой EBR-II в целом (см. пп. 13.8.3 и 14.2.3). Топливо в виде сплава высокообогащенного урана с фиссиу- мом (5% фиссиума по массе) эксплуатируется в реакторе EBR-II до от- носительно высокого выгорания (число атомов около 10%). Металли- ческий сплав урана с плутонием и фиссиумом, имеющий высокую плот- ность делящихся атомов и высокую теплопроводность, считается пер- спективным топливным материалом для твэлов быстрых реакторов- размножителей с жидкометаллическим теплоносителем. 319
Рис. 14.8. Технологическая схема изготовления запальных твэлов реактора EBR-II в (пиромепллурпческом) цикле смешанного уран-плутониевого топлива На рис. 14.8 приведена технологическая схема, дающая представление о последовательности операций при изготовлении цилиндрических твэлов (для реактора EBR-II) с использованием в качестве топлива сплава U-Fs или сплава U—Pu—Fs [22]. Процесс изготовления топлива начинается с получения слитка (или заготовки), прошедшего цикл пирометаллурги- ческой очистки плавлением, и превращения этого слитка в большое чис- ло топливных сердечников необходимого размера, например диаметром 0,365 см и длиной1 46,1 см или диаметром 0,330 см и длиной 34,3 см (см. выше). Топливные сердечники изготавливаются из сплава урана с фиссиумом методом инжекционного литья (рис. 14.9). В этом методе топливный металл расплавляется в графитовом тигле, облицованном оксидом циркония, или в тигле из ZrO2 в индукционной печи, в которой может создаваться как вакуум, так и газовая среда под давлением [23]. Плавление осуществляется в атмосфере гелия при небольшом избыточ- 1 По-видимому, здесь опечатка: выше было указано 36,1 см. - Прим. ред. 320
Рис. 14.9. Принцип инжекционного литья сердечников для запальных твэлов реак- тора EBR-II. Расплав в тигле, вакуумный насос работает (а); расплав поднимает- ся к изложницам, вакуумный насос отключен (б); инжекционное литье осущест- вляется из-за наличия избыточного давления гелия (в): 1 - гелиевый вентиль закрыт; 2 - вакуумный вентиль открыт; 3 - вакуумный вентиль закрыт; 4 - гелиевый вентиль открыт ном давлении. Когда температуры расплава и изложниц достигают необ- ходимых значений, может быть начат процесс инжекционного литья. Для этого печь и изложницы откачиваются и открытые концы изложниц погружаются в расплав почти до дна тигля. Затем печь быстро заполня- ется гелием при давлении 0,2 МПа и расплавленное металлическое топ- ливо нагнетается в трубы из викора (изложницы из стекловидного ма- териала). Из расплава массой 10 кг одновременно получается 160 топ- ливных сердечников. Метод инжекционного литья позволяет довольно просто дистанционно изготавливать почти готовые топливные сердеч- ники из сплава, рафинированного пирометаллургическим процессом. Трубы из викора удаляются с топливных сердечников механическим способом. Годные сердечники поступают на изготовление твэлов с по- мощью операций, включающих заполнение твэлов натрием (или гелием), отверждение натрия, сварку, крепление дистанционирующих приспо- соблений и контрольные операции. Технологические операции выполня- ются на оборудовании, имеющем дистанционное управление [24]. Гер- метизация верхнего конца твэла осуществляется с помощью приварки пробки к оболочке с использованием конденсаторной сварки. Для про- верки герметичности сварных соединений используется метод опрес- совки, который оказался чувствительнее метода, в котором применяется масс-спектрометрический течеискатель [25]. Группа из 91 готового твзла комплектуется в ТВС с хвостовиком и головкой в нижнем и верхнем участках. Этой операцией заканчивается изготовление цилиндрических твэлов с металлическим топливом, предназначенных, в частности, для реактора EBR-II (см. рис. 14.7). 14.4.3. Изготовление цилиндрических твэлов с керамическими таблет- ками. Производство цилиндрических твэлов с керамическими таблетка- ми из UCh. используемых в легководных энергетических реакторах для 11 "" Зак 702 101
получения электроэнергии, представляет собой чрезвычайно важный про- цесс в уран-плутониевом топливном цикле, показанном на рис. 13.1. Изготовление цилиндрических твэлов с керамическими таблетками из (U, Ри)О2 для испытательной установки на быстрых нейтронах (FFTF) и реактора-размножителя CRBR аналогично производству твэлов в цикле переработки уран-плутониевого топлива, рассмотренном в предыдущей главе. Кроме того, в гл. 7 и 8 описывалось изготовление таких керами- ческих топлив, как UOi, UC, (U,Pu)O2 и (U,Pu)C. Процесс изготовления цилиндрических твэлов с керамическими таб- летками из UO2 может включать шесть операций: 1) переработку и обо- гащение топлива, 2) приготовление порошка, 3) приготовление таблеток, 4) изготовление деталей твэлов, 5) изготовление твэлов и 6) изготовле- ние ТВС или топливных кассет. Вопросы переработки и обогащения ура- нового топлива были рассмотрены в § 13.5. В [26—28] рассматриваются вопросы, связанные с приготовлением порошка UO2 и топливных табле- ток. Для данной максимальной температуры спекания (в интервале 1350-1550 °C) плотность таблеток из UO2 зависит главным образом от площади поверхности частиц порошка UO2, давления прессования в инертной атмосфере (Аг или Не) и времени спекания таблеток. Для поддержания сухой атмосферы в печи при спекании используется водо- род. Процессы подготовки деталей твэлов и изготовления твэлов вклю- чают следующие операции: а) получение твэльных труб из циркалоя, б) контроль циркалоевых труб с помощью ультразвуковых дефекто- скопов, в) приварку нижней концевой пробки к циркалоевой трубе, г) заполнение оболочки столбом таблеток UO2, д) установку пружин и дисков на торцы топливных таблеток для фиксации положения топ- ливных столбов, е) приварку верхней концевой пробки и проверку твэ- ла на наличие течей, ж) очистку твэла, з) контроль твэлов ультразвуко- выми и рентгеновскими методами для выявления любых технологи- ческих дефектов. В процессе сборки ТВС годные твэлы компонуются в пучок с помощью дистанционирующих приспособлений и крепятся к опорной плите или решетке. Пучок твэлов может помещаться в чех- ловую трубу. Что касается топливного цикла с использованием смешанного уран- плутониевого топлива в быстрых реакторах-размножителях, то процеду- ра изготовления цилиндрических твэлов с керамическими таблетками из (U, Ри)О2 аналогична процедуре изготовления цилиндрических твэ- лов с керамическими таблетками из UO2, только смешанное топливо (U, Ри)О2 используется вместо UO2. 14.5. КАНАЛЫ ДЛЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ И СИСТЕМЫ ТРУБОПРОВОДОВ Основная функция канала для теплоносителя или системы трубопро- водов заключается в удалении (и утилизации) тепла, генерируемого в активной зоне ядерного (исследовательского или энергетического) реактора. В ядерных реакторах используются системы или контуры с теплоносителем трех типов. 322
Рис. 14.10. Каналы для теплоносителя между вертикальными пластинчатыми твэ- лами: 1 — ширина канала для теплоносителя; 2 — длина твэла; 3 — ширина твэла Рис. 14.11. Каналы для теплоносителя, образованные вертикально расположенны- ми цилиндрическими твэлами. Вертикальный поток в каналах для теплоносите- ля (а) и эквивалентные каналы для теплоносителя квадратной и шестигранной фор- мы (б) Одноконтурная система охлаждения. В этой простейшей прямоточ- ной системе теплоноситель однократно проходит через охлаждающие каналы в активной зоне реактора, а затем сбрасывается. Такая система применяется в уран-графитовых реакторах, предназначенных для про- изводства плутония. Двухконтурная система охлаждения. В этой системе имеются пер- вый контур с теплоносителем и второй охлаждающий контур, причем первый замкнутый контур с теплоносителем термически связан со вто- рым открытым охлаждающим контуром. В качестве примера можно привести исследовательский реактор ETR и ядерные энергетические де- монстрационные реакторы типа CANDU, в которых тяжелая вода, цир- кулирующая по первому замкнутому контуру, служит теплоносителем и замедлителем, тогда как легкая вода во втором открытом контуре служит для отвода тепла от каналов для теплоносителя через систему трубопроводов. Трехконтурная система охлаждения. В этой системе первый замкну- тый контур с теплоносителем, второй замкнутый контур с теплоносите- лем и третий отдельный охлаждающий контур термически взаимосвя- заны. Теплообменники первого и второго контуров предназначены для генерирования пара в атомных электростанциях с реакторами PWR и LMFBR. Отработанный в турбинах пар конденсируется в третьем конту- ре. Короче говоря, весь теплоноситель первого контура проходит через охлаждающие каналы и систему трубопроводов для удаления или уда- ления и утилизации тепла, генерируемого в активной зоне реактора. На рис. 14.10 показаны каналы для теплоносителя, расположенные между вертикальными пластинчатыми твэлами и составляющими часть первого контура (см. также рис. 14.2, а). На рис. 14.11 показаны ана- и« 323
логичные каналы для теплоносителя в пространстве между вертикальны- ми цилиндрическими твэлами, расположенными в активной зоне по квад- ратной или треугольной решеткам (см. также рис. 14.5 и 14.6). В легко- водных энергетических реакторах теплоноситель (вода) циркулирует через охлаждающие каналы в активной зоне и систему трубопроводов для удаления и эффективного использования ядерного тепла. 14.6. МАТЕРИАЛЫ КАНАЛОВ ДЛЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ И СИСТЕМЫ ТРУБОПРОВОДОВ Материалы, используемые в каналах для теплоносителя в активных зонах реакторов, определяются материалами оболочек и конструкцион- ными материалами, выбранными для изготовления твэлов. Например, материалами оболочек и конструкционными материалами пластинчатых твэлов тепловых исследовательских реакторов с тяжеловодным замедли- телем и легководным теплоносителем являются чистый алюминий и алю- миниевые сплавы. Каналы для теплоносителя включают эти же мате- риалы. В табл. 14.2 приведены материалы каналов для теплоносителя и конструкционные материалы, используемые в ядерных энергетических реакторах различных типов. Таблица 14.2. Материалы каналов для теплоносителя, трубопроводов и конструкционные материалы, применяемые в различных ядерных энергетических реакторах Реактор Материалы каналов, трубопроводов и конструк- ционные материалы GCR типа СаИег Hall Магниевые сплавы, особенно магнокс А-12 и т. п. BWR Циркониевые сплавы, циркалой-2, нержавею- щие стали PWR Циркониевые сплавы, циркалой-4, нержавею- щие стали HWR Циркониевые сплавы, циркалой-2, сплав Zr- 2,5% Nb LMFBR Нержавеющие стали 304L, 308, 316, никеле- вые сплавы В качестве материалов систем трубопроводов, теплообменников и т. д. в большинстве случаев используются нержавеющие и легированные стали. 14.7. КОРПУСА РЕАКТОРОВ ПОД ДАВЛЕНИЕМ В корпусе реактора под давлением размещено большинство материа- лов основных компонентов ядерного реактора деления. К ним относятся материалы ядерного топлива и материалы зоны воспроизводства, кон- струкционные материалы, материалы отражателя, замедлителя, регули- рующих элементов, теплоносителя, а также системы защиты и безопас- 324
Рис. 14.12. Поперечный разрез типичного корпуса реактора PWR и первичных компонентов: 1 — корпус реактора под давлением; 2 — твэлы (топливные, воспроизводящие и конструкционные материалы); 3 - тепловая защита; 4 - гильза ак- тивной зоны; 5 - перегородка; 6 - регулирующие стержни (24 шт.); 7 - стержни грубой регулиров- ки (8 шг.); 8 - материалы замедлителя, отражате- ля, теплоносителя, а также системы зашиты и без- опасности (Н2О) ности (см. гл. 3). Сам корпус, например, легководных энергетических реакторов делается из конструкционных материалов. На рис. 14.12 пока- зан разрез корпуса под давлением типичного реактора PWR с расположен- ными в нем первичными компонентами. Проектирование толстостенного корпуса реактора PWR, работающего под давлением 15,0—17,5 МПа, состоит из нескольких этапов, вклю- чающих: 1) выбор основных геометрических и конструктивных параметров, таких как высота, толщина и внутренний диаметр корпуса, расположение патрубков и трубопроводов для входа и выхода теплоносителя, конфигу- рация крышки и размещение внутрикорпусных конструкций, типы креп- лений и проходок, геометрия днища и тип опорных конструкций; 2) определение максимальных рабочих значений температуры и дав- ления для стационарных и переходных условий; 3) определение радиационного распухания и радиационной ползуче- сти материала корпуса при проектном флюенсе нейтронов; 4) расчет с помощью специальных вычислительных программ [29— 31] термических, радиационных и механических напряжений и дефор- маций; 5) экспериментальный анализ концентрации напряжений, растрески- вания под действием усталостных напряжений и коррозионного рас- трескивания в наиболее опасных участках корпуса, включающих соеди- нения крышки с оболочкой и места, где сечение оболочки претерпевает резкое изменение, т. е. сквозные отверстия, патрубки, фланцы, уплотне- ния, болтовые соединения и перегородки. Наиболее ответственные участки в конструкции корпуса ядерного реактора расположены вблизи входного и выходного патрубков системы трубопроводов (Т-образиые сечения). Под действием термического циклирования, радиационного распухания, радиационной ползучести и внешних переменных нагрузок в этих участках могут появиться усталост- ные и коррозионные трещины и течи. 14.7.1 . Типы корпусов под давлением, их размеры и материалы. Тип корпуса реактора под давлением определяется типом ядерного реактора, плотностью энерговыделения реактора и его удельной мощностью. В со- ответствии с используемыми конструкционными материалами корпуса реакторов подразделяются на две категории: 1) металлические корпуса 325
Таблица 14.3. Размеры и материалы корпусов ядерных энергетических реакторов различных типов Реактор Относительная плотность энерговыде- ления Относитель- ная величи- на корпуса Тип кор- пуса Материал корпуса GCR, HTGR Очень низкая, низкая Очень большой КРПНБ* Предварительно напряженный бетон, облицовка из нержавею- щей стали BWR Высокая Толстостен- ный, сред- ний МКР*2 Углеродистые (кремниевые) стали А53В, А533В, А212В, плакированные нержавеющей сталью, нержавеющая сталь 304L BWR Средняя Большой МКР Углеродистые стали АЗ 02В, А212В, А533В, А53В, плаки- рованные нержавеющей сталыо LMFBR Очень высокая Малень- кий МКР Нержавеющие стали 304, 304 L и 308 * КРПНБ - корпус реактора из предварительно напряженного бетона. * МКР - металлический корпус реактора. реакторов, 2) корпуса реакторов из предварительно напряженного бе- тона. В табл. 14.3 приведены данные по относительной плотности энер- говыделения, относительному размеру корпусов реакторов и материа- лам корпусов ядерных энергетических реакторов различных типов. Из-за очень низкой или низкой плотности энерговыделения (мощность в единице объема активной зоны реактора) активные зоны газоохлаждае- мых и высокотемпературных газоохлаждаемых реакторов имеют очень большой объем. Поэтому такие корпуса реакторов могут быть изготов- лены непосредственно на площадке реактора только из предварительно напряженного бетона с внутренней облицовкой из углеродистой или нер- жавеющей стали. На рис. 14.13 схематично показан корпус реактора из предварительно напряженного бетона и указано типичное расположение внутрикорпусных узлов высокотемпературного газоохлаждаемого ре- актора (реактор Fort St. Vrain). Для реактора с водой под давлением (PWR), работающего при высо- кой плотности энерговыделения и при высоком давлении теплоносителя в активной зоне, желателен толстостенный корпус среднего размера. (Корпус большого размера должен иметь стенки очень большой толщи- ны.) На рис. 14.14 показан вертикальный разрез корпуса реактора PWR и указано типичное расположение компонентов реактора внутри кор- пуса. Кипящий реактор BWR характеризуется относительно низкой плот- ностью энерговыделеиия, средним рабочим давлением теплоносителя (составляющим примерно половину рабочего давления теплоносителя 326
1 Рис. 14.13. Схематическое изображение корпуса реактора из предварительно на- пряженного бетона и типичное расположение основного оборудования высокотем- пературного газоохлаждаемого реактора: 1 - приводы регулирующих стержней; 2 - отражатель; 3 — твэлы и активная зона; 4 - регулирующие стержни; 5 - опорная площадка; 6 — парогенераторы; 7 - гелиевые газодувки; 8 - корпус из предварительно напряженного бетона Р н с. 14.14. Вертикальный разрез корпуса реактора PWR 1 - механизм привода регулирующего стержня; 2 — крышка корпуса; 3 - ре- гулирующий стержень; 4 - корпус реактора; 5 - выходное пространство; 6 - выходной патрубок (315 °C); 7 - плита для выравнивания ТВС; 8 - ТВС; 9 - опорная гильза активной зоны; 10 - экран активной эоны; 11 — опорная конструк- ция активной зоны; 12 - приборные проходки; 13 - входной патрубок (288 °C) реактора PWR) и большими размерами. Корпус реактора BWR одновре- менно выполняет функции парогенератора. На рис. 14.15 показан верти- кальный разрез корпуса реактора BWR и указано типичное расположение внутрикорпусных устройств. Быстрый реактор-размножитель с жидкометаллическим теплоноси- телем (LMFBR) характеризуется очень высокой плотностью энерговыде- ления, очень низким давлением натриевого теплоносителя (или теплоно- сителя в виде сплава NaK) и очень небольшими размерами корпуса вви- ду отсутствия замедлителя в активной зоне реактора. Для реакторов LMFBR используются корпуса петлевого и бассейнового типов 327
Рис. 14.15. Вертикальный разрез корпуса реактора BWR. 1 — выходной патрубок паропровода; 2 - паросепаратор; 3 - ТВС (активная зона); 4 — опускное пространство; 5 - эжектор; 6 -нижний пленум внутри кор- пуса; 7 - верхний пленум; 8 - уровень воды; 9 - паросушитель; 10 - сухопар- ник внутри корпуса; 11 — экран активной зоны; 12 - входной патрубок для под- питки воды; 13 - корпус реактора; 14 - ресивер; 15 - рециркуляционный насос Рис. 14.16. Схемы корпусов реакто- ров LMFBR петлевого (а), и бас- сейнового (б) типов: 1 — насос натриевого бака; 2 - активная зона реактора; 3 - тепло- обменник; 4 — насосы; 5 — корпус реактора (рис. 14.16) [32, 33]. В корпусе петлевого типа размещены только ак- тивная зона реактора, элементы системы регулирования и жидкометалли- ческий теплоноситель. Теплообменники, насосы и другие компоненты первого контура расположены вне корпуса реактора. Такая же компо- новка оборудования осуществляется и на АЭС с реакторами PWR. Ком- поненты первого контура взаимосвязаны системой трубопроводов, об- разующих замкнутую петлю и расположенных в основном в большом реакторном здании. В этом здании должна поддерживаться инертная (гелий) атмосфера для предотвращения воспламенения натрия в случае его утечки. В корпусе бассейнового типа размещено все оборудование первого контура (активная зона реактора, элементы системы регулиро- вания, теплообменники, насосы и т. д.). Преимущества компоновки всего оборудования первого контура внутри корпуса под слоем натрия связаны с такими положительными характеристиками натрия, как низкая упругость пара и высокая теплопроводность. Основное преимущество корпуса петлевого типа заключается в том, что оборудование первого контура разобщено и доступно для обслужи- вания и ремонта. Основные преимущества корпусов бассейнового типа заключаются в относительной нечувствительности к течам в первом кон- туре, компактном расположении оборудования, позволяющем сократить объем защиты трубопроводов и оборудования, заполненных радиоактив- ным 24Na, безопасности реакторов такого типа и их низкой стоимости. В реакторе EBR-II применяется корпус бассейнового типа, тогда как в реакторах FFTF и CRBR используются корпуса петлевого типа. Очевид- 328
Рис. 14.17. Зависимость изменения плотности энерговыделения Qv, удельной мощ- ности Д' и теплового потока Н с наружной поверхности оболочки от наружного диа- метра твэлов Рис. 14.18. Зависимость изменения радиуса активной зоны R и числа твэлов, необ- ходимых для достижения критичности Nc, от водо-уранового отношения в легко- водных реакторах: I — радиус активной зоны; 2 - число твэлов но, что преимущества корпуса одного типа являются недостатками кор- пуса другого типа и наоборот. В тяжеловодных реакторах, например типа CANDU, вместо корпусов под давлением применяются трубы под давлением. Материалами труб под давлением служат такие циркониевые сплавы, как циркалой-2 или сплав Zr — 2,5% Nb, которые используются также в качестве материалов оболочек твэлов реакторов BWR. 14.7.2 . Соотношения между параметрами активной зоны, диаметром твэлов, диаметром и толщиной корпуса реактора. При проектировании энергетического реактора параметры активной зоны в целом мокно охарактеризовать плотностью энерговыделения (мощность в единице объема активной зоны) и удельной мощностью (мощность, приходящая- ся на единицу массы ядерного топлива). Фактически плотность энерго- выделения в активной зоне и удельная мощность тесно связаны с наруж- ным диаметром твэлов и наружным диаметром корпуса реактора. Как правило, плотность энерговыделения и удельная мощность падают при увеличении наружных диаметров твэлов и корпуса реактора. На рис. 14.17 представлены зависимости максимальных значений плотности энерговыделения, удельной мощности и теплового потока на поверхности раздела наружная поверхность оболочки-вода (тепло- носитель) от наружного диаметра твэлов с топливом в виде UO2. Пред- ставленные зависимости найдены для следующих условий: исходный зазор между наружной поверхностью топливных таблеток из обогащен- ного UO2 (обогащение 2,5-3,5%) и внутренней поверхностью оболочки из циркалоя равен 0,0038 см, зазор заполнен гелием, толщина оболочки составляет 0,051 см, максимальная температура в центре топлива равна 2650 °C (ниже точки плавления) и объемная температура теплоносителя равна 286 °C. Видно, что по мере увеличения наружного диаметра твэлов плотность энерговыделения быстро падает. На рис. 14.18 представлены типичные данные для реактора PWR (АЭС Yankee), которые связывают радиус активной зоны и число твэлов. не- 329
Рис. 14.19. Зависимость изменения плотности энерговыделения Qv, удель- ной мощности N и теплового потока Н на внутренней поверхности от отноше- ния внутреннего диаметра корпуса реак- тора к толщине стенки корпуса d/1 обходимых для достижения критичности, с водо-урановым отношени- ем [34]. На базе теории тонкостенных оболочек или мембран максимально допустимое тангенциальное напряжение в стенке корпуса реактора (а0)тах в наиболее простой форме можно выразить через внутреннее давление р, внутренний диаметр d и толщину стенки t формулой [30]: та Podo 2пГ (14.1) где Ро, d0 и г0 исходные внутреннее давление, внутренний диаметр корпуса реактора и толщина стенки корпуса соответственно. Для дан- ного материала корпуса легководного реактора (стали А53В, А533В по ASTM) максимально допустимое тангенциальное напряжение (а0)тах постоянно p(d/1) = const. (14.2) давление р изменяется обратно пропорционально отношению d/1. Исход- ное давление теплоносителя в реакторах PWR примерно в 2 раза превы- шает давление теплоносителя в реакторах BWR. Поэтому отношение d/1 для корпуса реактора PWR составляет примерно 1/2 отношения для кор- пуса реактора BWR, что видно из табл. 14.3. Необходимо отметить, что прочность и максимально допустимые тан- генциальные напряжения материала корпуса реактора постепенно умень- шаются под действием термических, радиационных, механических и кор- розионных эффектов. Если в активных зонах реакторов PWR или BWR в течение всего срока службы давление не меняется, то (14.1) упрощается J/r=Jo/'o, dld0=t/t0. (14.3) Используя первое из уравнений (14.3). можно найти зависимости между плотностью энерговыделения, удельной мощностью, потоком тепла на внутренней поверхности и размерным отношением d/1 для корпуса ре- актора под давлением. Типичные соотношения для корпусов легковод- ных реакторов приведены на рис. 14.19. Плотность энерговыделения, удельная мощность и тепловой поток на внутренней поверхности корпуса монотонно уменьшаются при увеличении отношения наружного диамет- ра корпуса к толщине стенки. 330
14.8. ОСНОВНЫЕ РАДИАЦИОННЫЕ ЭФФЕКТЫ В гл. 5—10 рассмотрены основные радиационные эффекты, которые могут иметь место при работе материалов ядерного топлива и конструк- ционных материалов в реакторах. Основное действие облучения на деля- щиеся материалы ядерного топлива проявляется через радиационный рост, рост при термическом циклировании, радиационное распухание и радиационную ползучесть. Наибольшее влияние на конструкционные материалы и материалы оболочек оказывают радиационное распухание или радиационный рост и радиационная ползучесть. При изготовлении твэлов используются как конструкционные, так и топливные материалы, тогда как каналы для теплоносителя и корпуса под давлением состоят в основном из конструкционных материалов. Опыт эксплуатации пока- зывает, что радиационное распухание и радиационная ползучесть могут лимитировать выгорание топлива и ухудшать стабильность работы твэ- лов (приводить к повреждению твэлов). Радиационное распухание и ра- диационная ползучесть могут приводить к образованию трещин и течей, а также к разрушению каналов для теплоносителя, систем трубопроводов и корпусов под давлением. Образование усталостных трещин под дей- ствием термических напряжений (в результате тепловых ударов и терми- ческого циклирования) и коррозионных трещин в твэлах, каналах для теплоносителя, системах трубопроводов или корпусах реакторов обуслов- лено комбинацией термических, радиационных, механических и корро- зионных эффектов. 14.8.1. Действие облучения на твэлы. В большинстве энергетических реакторов и особенно в легководных реакторах используются твэлы с таблетками из UO2, обогащенного в пределах 1,5—4%. Основными досто- инствами керамического топлива из UO2 являются высокая температура плавления, отсутствие фазовых превращений и высокая термическая стабильность, высокая радиационная стабильность и низкая стоимость изготовления. Под действием нейтронного облучения в тепловых и быстрых энерге- тических реакторах в твэлах с UO2 происходит изменение структуры топлива (образование и рост зерен) и перераспределение топлива по сечению В процессе изменения структуры в топливе часто образуются четыре четко разграниченные зоны: центральная полость (О), зона столб- чатых зерен (/), зона равноосных зерен (//) и зона с неизменной ис- ходной структурой (III) (рис. 14.20) [35—40]. На рис. 14.21 показано изменение температуры топлива в центральной полости, зоне столбчатых зерен, зоне равноосных зерен, зоне с исходной структурой, а также изме- нение предполагаемой температуры в центре твэла с топливными таблет- ками из UO2 от времени облучения при пуске легководного реактора [40]. На рис. 14.22 представлено распределение температуры по сечению твэла быстрого реактора-размножителя с топливными таблетками из (U, Ри)О2, на рис. 14.23 - температурное распределение в твэле легко- водного реактора с обогащенным UO2, рассчитанное с помощью вычис- лительных программ и найденное экспериментально [37, 39, 41, 42]. На рис. 14.24 показана зависимость изменения ширины зазора между топ- ливом и оболочкой твэла со смешанным оксидом (U, Ри)О2 и радиуса 331
Рис. 14.20. Типичное поперечное сечение твэла с оксидным топливом: 1 — оболочка; 2 - поверхность топлива; 3 — зазор между топливом и оболоч- кой, заполненный связующим материалом Рис. 14.21. Зависимость изменения температуры UOj от времени облучения при пуске реактора: 1 — по оси твэла; 2 — в центральной полости; 3 — в зоне столбчатых зерен; 4 - в зоне равноосных зерен; 5 — в зоне с исходной структурой Г/С 2000 1500 1000 500 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 Относительный радиус Рис. 14.22. Зависимость изменения температурного распределения в твзле со сме- шанным топливом (U, Ри)О] от времени облучения Рис. 14.23. Температурное распределение и градиент температур в твзле с UO2 ।___i___i___i___i 0 0,2 0,4 0,6 „0,8 1,0 1,2 Относительный радиус центральной полости от времени облучения и выгорания. Видно повтор- ное раскрытие зазора после скачка мощности и залечивания трещин в топливных таблетках. На рис. 14.25 приведена рассчитанная с помощью специальной программы зависимость изменения давления газа внутри центральной полости и в зазоре между оболочкой и топливными таблет- ками из смешанного оксида (U, Ри)О2 от времени облучения и выгора- ния топлива. На рис. 14.26 сравниваются измеренная проводимость зазо- ра между оболочкой и топливными таблетками из UO2 и проводимость, рассчитанная с помощью вычислительных программ ISUNE-2 и ISUNE-4. 332
Выгорание, М Вт-су т/т Рис. 14.24. Зависимость изменения ширины зазора 5 и радиуса центральной полос- ти г в твэле со смешанным топливом (U, Ри)О2 от времени облучения и выгорания топлива Рис. 14.25. Зависимость изменения давления газа Р в центральной полости и в за- зоре между топливом и оболочкой твэла со смешанным топливом (U, Ри)О2 от времени облучения и выгорания топлива: 1 — давление в центральной полости; 2 - давление в зазоре между топливом и оболочкой В дополнение к изменению структуры топлива (образование и рост зерен), изменению толщины зазора между топливом и оболочкой и из- менению проводимости зазора во время работы твэла при высокой мощности может происходить взаимодействие топливных таблеток с оболочкой. Следующие основные причины обусловливают взаимодей- ствие: термическое расширение и искажение формы таблеток в резуль- тате термического расширения, термическое циклирование и растрески- вание таблеток вследствие специфических режимов работы ядерных реакторов, изменение структуры топлива, перераспределение материала, радиационная ползучесть и радиационное распухание. Влияние термического расширения, искажения геометрической формы, термического циклирования и растрескивания топлива увеличивается приблизительно пропорционально уровню мощности реактора. Изменение структуры топлива, перераспределение материала, радиационное распу- хание и радиационная ползучесть являются возрастающей функцией вы- горания топлива и гаэовыделения и протекают наиболее эффективно при высоких температурах облучения и при достаточно длительном облу- чении (или при длительной работе реактора, см. рис. 14.21 - 14.25). Керамические топливные таблетки из UO2 или из (U, Ри)О2 при посте- пенном подъеме мощности твэла до рабочего уровня термически расши- ряются, а их форма искажается. Строго цилиндрические в исходном не- облученном состоянии таблетки приобретают вогнутую форму в цент- ральных участках и выпуклую форму на концах. Из-за повторных теп- ловых ударов, термического циклирования и механической деформации в топливных таблетках могут зарождаться трещины в начале срока служ- бы, т. е. в начале облучения. В теории механизмов зарождения и рас- пространения трещин постулировалось, что касательные напряжения (микроструктурные, межкристаллитные или макроскопические напря- жения) обусловливают зарождение трещин, а главные напряжения вызы- 333
Рис. 14.26. Сравнение рассчитанной и экспериментально найденной проводимос- тей зазора между топливными таблетками из UOj и оболочкой Рис. 14.27. Образование ’’бамбуковой палки” (гребешков) при длительном ней- тронном облучении твэла с оксидным топливом: 1 — оболочка; 2 — зазор; 3 — топливные таблетки; 4 — торцевые лунки; 5 — де- формированная оболочка; 6 - частично закрытый зазор; 7 - частично открытый зазор; 8 - деформированные таблетки Рис. 14.28. Типичное радиационное удлинение Д//7 твзла во время пуска реактора: 1 — второй цикл после облучения до выгорания 1200 МВт сут/т; 2 — первый цикл; 3 - начало подъема мопиости вают распространение трещин вдоль плоскостей, нормальных к направ- лению главных напряжений [43]. Растрескивание топливных таблеток происходит главным образом под действием тепловых ударов и устало- сти при термическом циклировании, причем определенный вклад в процесс растрескивания вносят температурные градиенты, неравномерное термическое расширение и механическая деформация во время увеличе- ния мощности реактора. На рис. 14.27 показано образование ’’бамбуковой палки” или гребеш- ков на оболочке твэла с керамическим топливом. На рис. 14.27, а изобра- жен твэл в исходном необлученном состоянии, а на рис. 14.27, б - твэл после достаточно длительного нейтронного облучения, имеющий деформи- рованную или искаженную форму. Помимо продольного удлинения, которое можно снизить созданием торцевых лунок, каждая топливная таблетка испытывает боковое расширение по концам и поперечное сжа- тие в центральных участках. Такое поведение обусловлено главным об- разом термическим расширением, термическим циклированием и рас- 334
трескиванием, уплотнением и усадкой топлива, радиационным распуха- нием и радиационной ползучестью и различными механическими напря- жениями и деформациями в разных участках топливных таблеток. В общем случае зазор в районе гребешков закрывается, а в районе впадин открывается при нейтронном облучении твэлов в реакторах. Образова- ние "бамбуковой палки” наблюдалось в процессе внутриреакторных экспериментов, а также во время работы твэлов с оксидным топливом в ядерных энергетических реакторах. Степень взаимодействия топлива с оболочками и величина так назы- ваемого бамбукового эффекта зависят главным образом от мощности реактора и конструктивных параметров топливных таблеток и твэлов. Большое число внутриреакторных экспериментов с топливными таблет- ками было выполнено в реакторе Halden с тяжеловодными замедлите- лем и теплоносителем [44]. В испытательной установке размещены один над другим два пучка по четыре опытных твэла. Твэлы оснащены дат- чиками в виде дифференциальных трансформаторов, предназначенными для измерений изменения длины столба таблеток, профиля твэлов и дли- ны твэлов (см. рис. 14.6). В экспериментах систематически изменялись параметры опытных топливных таблеток в твэлах для изучения влияния длины таблеток (7, 14, 20 или 30 мм), зазора между топливом и оболоч- кой (0,04 или 0,10 мм) и формы торцов топливных таблеток (плос- кие, с лунками, с лунками и фасками) [44]. На рис. 14.28 приведена типичная кривая удлинения твэла во время первого подъема мощности, которая качественно подходит для всех испытанных твэлов. Энергетиче- ский цикл реактора начинается с подъема мощности с нуля до макси- мального уровня, затем следует снижение мощности опять до нуля, как это показано стрелками на кривой зависимости изменения удлинения твэла от линейной мощности. Из рис. 14.28 видно, что при подъеме мощ- ности твэл удлинился примерно на 0,45%, а при последующем снижении мощности только часть удлинения восстановилась и остаточное удлине- ние составляло около 0,32%. Если за первым циклом непосредственно следует второй энергетический цикл, то облученный твэл обнаруживает более высокую петлю удлинения (штриховая кривая). Такое поведение аналогично кривой удлинения образца из конструкционной стали при ме- ханическом нагружении и разгружении. На рис. 14.29—14.31 представ- лены аналогичные зависимости удлинения твэлов от линейной мощности во время первого энергетического цикла экспериментального реактора. Эти кривые характеризуют влияние длины таблеток, формы торцов таб- леток и зазора между таблетками и оболочками. Рисунок 14.32 качественно иллюстрирует типичное радиационное рас- пухание оксидного топлива в твэлах. Выше некоторого порогового зна- чения выгорания радиационное распухание топлива увеличивается почти линейно с выгоранием и температурой облучения. На рис. 14.33 приве- дены типичные кривые радиационной ползучести оксидного топлива в твэлах. Скорости ползучести резко возрастают при наличии нейтронного облучения. В общем случае как радиационное распухание, так и радиа- ционная ползучесть зависят от уровня мощности, выгорания топлива, флюенса нейтронов, температуры облучения и конструктивных пара- метров твэлов (например, от длины таблеток). 335
Рис. 14.29. Влияние длины таблеток на радиационное удлинение твэлов Д/// Рис. 14.30. Влияние формы торцов таблеток на радиационное удлинение твэлов Д/// Время,ч Рис. 14.33. Радиационная ползучесть оксидного топлива: 1 - скорость деления 13.5-1011 делений/(см3-с); 2 - 3,0-10*1 делений/ (см3 -с) Рис. 14.31. Влияние зазора между таблетками и оболочкой на радиационное удли- нение твэлов Д Z/Z Рис. 14.32. Зависимость радиационного распухания UOj от выгорания топлива: 1 - короткий образец; 2 - длинный образец Флюенс нейтр/см*(Е>0,7МэВ) Рис. 14.34. Зависимость изменения радиационного распухания ДК/И нержавею- щей стали 316 от флюенса быстрых нейтронов: 1 - обработанная на твердый раствор; 2 - холоднодеформированная 336
14.8.2. Действие облучения на каналы для теплоносителя н системы трубопроводов. Поскольку каналы для теплоносителя и системы трубо- проводов изготавливаются из конструкционных материалов, рассмот- ренных в гл. 10, действие облучения на конструкционные материалы и материалы оболочек можно распространить также на каналы и системы трубопроводов. В большинстве практических случаев каналы для теплоносителя и си- стемы трубопроводов в реакторах с жидкометаллическим теплоносите- лем и в некоторых легководных реакторах изготавливаются (для за- щиты от коррозии) из аустенитных нержавеющих сталей. На рис. 14.34 представлена зависимость изменения радиационного распухания обрабо- танной на твердый раствор и холоднодеформированной нержавеющих сталей 316 от флюенса быстрых нейтронов для облучения при двух раз- личных температурах. Степень радиационного распухания увеличивается с ростом флюенса быстрых нейтронов и температуры облучения. По- скольку для тепловых и надтепловых нейтронов сечение захвата нержа- веющих сталей по реакциям (п, а) и (п, п, а) больше, чем для быст- рых нейтронов, можно ожидать, что радиационное распухание нержавею- щих сталей, используемых в качестве материалов каналов для теплоно- сителя и систем трубопроводов в активных эонах легководных реакто- ров, будет больше, чем при использовании в быстрых реакторах-размно- жителях с жидкометаллическим теплоносителем. На рис. 14.35 приведе- ны зависимости деформации радиационной ползучести обработанной на твердый раствор и холоднодеформированной нержавеющих сталей 316 от температуры облучения для случая, когда общий флюенс быстрых нейтронов равен 5,5 • 1022 нейтр./см2, а тангенциальные напряжения составляют 75 МПа. Каналы для теплоносителя и системы трубопрово- дов в активных зонах легководных и тяжеловодных реакторов в боль- шинстве случаев изготавливаются из циркониевых сплавов — цирка- лоя-2 и циркалоя-4. Эти сплавы имеют по существу одни и те же свой- ства, если не считать, того, что циркалой-4 при высокотемпературной коррозии в воде поглощает меньше водорода, чем циркалой-2. На ме- ханические свойства циркалоев оказывает влияние облучение нейтро- нами и содержание водорода, который образует гидриды и приводит к охрупчиванию сплавов. Дейтерий или тритий оказывают аналогичное влияние. До настоящего времени наблюдалось небольшое радиационное распухание циркониевых сплавов. В образцах чистого циркония, облу- ченных в тепловых реакторах, поры не образовывались. Поэтому влия- ние радиационного распухания на каналы для теплоносителя и трубо- проводы легководных и тяжеловодных реакторов, изготовленные из циркалоев, пренебрежимо мало. Радиационная ползучесть таких реакторных конструкционных ма- териалов, как нержавеющие стали и циркониевые сплавы, может описы- ваться экспоненциальным и степенным законами [43, 45]. Деформация ползучести е при приложенном напряжении а, нейтронном потоке Ф, времени облучения t, температуре облучения Т, флюенсе нейтронов сравнения (ФОо и напряжении сравнения о0 описывается следующей степенной функцией: 337
Рис. 14.35. Зависимость изменения деформации радиационной ползучести нержа- веющей стали 316 от температуры облучения при общем флюенсе нейтронов с Е > >0,1 МэВ 5,5 • 1022 нейтр./см2 и напряжении 75 МПа: 1 — обработанная на твердый раствор; 2 — холоднодеформированная Рис. 14.36. Зависимость радиальной деформации ДО/П радиационной ползу- чести холоднодеформированных на 20% труб из циркалоя-2 от времени облучения при температуре 265 °C и напряжении О: 1 — поток быстрых нейтронов (Е > 0,1 МЛ) -2,9‘Ю17 нейгр./См1-с) ; 2 — по- ток тепловых нейтронов 1,7 1018 — 1,4-10*7 нейтр./(м2-с) е = [Л(1 - (о0/а0)л + ЛФоТ]е QlRT, (14.4) где А, В, п, а0 и (Ф1) 0 — постоянные, a Q и R определялись ранее. На рис. 14.36 приведены зависимости деформации радиационной ползу- чести от времени облучения при различных потоках нейтронов и прило- женных напряжениях, отражающие степенной закон ползучести [40]. На рис. 14.37 приведена зависимость изменения деформации радиацион- ной ползучести от линейной тепловой мощности для оболочек из цирка- лоя-2 и циркалоя-4. В общем случае деформация радиационной ползуче- сти увеличивается с ростом приложенных напряжений, нейтронного по- тока, времени облучения, температуры облучения и тепловой нагрузки. 14.8.3. Влияние облучения на корпуса реакторов. Что касается корпу- сов реакторов, то основными радиационными эффектами являются ра- диационное распухание и радиационная ползучесть в конструкционных материалах корпусов, приведенных в табл. 14.3. Облучение приводит к повышению прочности и понижению пластичности материалов корпусов. В результате радиационное охрупчивание и увеличение температуры пе- рехода из пластичного состояния в хрупкое (см. гл. 10) могут вызвать серьезные осложнения, особенно при эксплуатации больших энергети- ческих реакторов. Для решения таких проблем в ходе эксплуатации каждой атомной электростанции предусматривается выполнение про- граммы облучения образцов-свидетелей корпуса реактора. На рис. 14.38 схематически показан разрез корпуса реактора PWR АЭС Yankee и ука- зано расположение ампул для облучения образцов-свидетелей. С по- мощью образцов, находящихся в ампулах, можно выполнять измерения для определения таких параметров, как температура стенки, температура 338
Рис. 14.37. Зависимость деформации радиацион- ной ползучести ДО/D циркалоя-2 (сплошные ли- нии) и циркалоя-4 (штриховые линии) от линей- ной мо пл ости Qi: 1 - небольшой зазор; 2 — промежуточный зазор (0,05-0,08 мм); 3 - большой зазор (0,09- 0,12 мм) Рис. 14.38. Схематическое изображение корпу- са реактора PWR с указанием расположения об- разцов-свидетелей: 1 - механизм привода регулирующих стерж- ней; 2 - вход теплоносителя; 3 - патрубок и фла- нец; 4 - горизонтальная плоскость по центру ак- тивной зоны; 5 - активная зона реактора; 6 - ам- пулы для облучения образцов-свидетелей на стен- ке корпуса реактора; 7 — ампулы с образцами-свидетелями, предназначенными для ускоренного облучения; 8 — экран активной зоны; 9 - ампулы с образщми- свидетелями; 10 - тепловая защита; 11 - корпус реактора; 12 - выход теплоно- сителя перехода из пластичного состояния в хрупкое, компоненты деформации, доза облучения, флюенс нейтронов ц т. д. Аналогичные программы облу- чения образцов-свидетелей могут быть проведены для корпусов реакто- ров BWR, LMFBR и HTGR (корпус из предварительно напряженного бетона). Влияние облучения на материалы корпусов под давлением (см. табл. 14.3) рассматривается в гл. 10 и в [39,40,43,45]. 14.9. КОРРОЗИЯ МАТЕРИАЛОВ ТВЭЛОВ, КАНАЛОВ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ, СИСТЕМ ТРУБОПРОВОДОВ И КОРПУСОВ РЕАКТОРОВ Все охлаждающие среды ядерных реакторов, воздух, вода и жидкий металл в контакте с твэлами, каналами для теплоносителя, системами трубопроводов и корпусами реакторов являются в той или иной степе- ни агрессивными при повышенных температурах в условиях интенсив- ного облучения. Из кинетической теории коррозии следует, что масса прокорродировавшего металла описывается параболической зависи- мостью от времени коррозии при повышенной (абсолютной) температу- 339
с'/г,с’/2 Рис. 14.39. Зависимость окисления цир- калоевых труб при различных температурах от времени ре Т [40]: W2 = coe*p(-Q/RT)t =ct, (14.5) где t — время; с0 и с — постоянные; Q — энергия активации окисления; R — универсальная газовая постоянная. На рис. 14.39 сравниваются рассчитанные по (14.5) и эксперименталь- ные зависимости скорости коррозии циркалоевых труб от времени вы- держки при различных температурах. Из представленных данных вид- но, что кинетика окисления хорошо описывается параболическим зако- ном и что скорость коррозии увеличивается с ростом температуры. Ско- рость коррозии между теплоносителем и конструкционными материа- лами твэлов, каналов для теплоносителя и систем трубопроводов в ак- тивной зоне реактора может существенно увеличиться в результате облучения. 14.10. ОСНОВНЫЕ ДАННЫЕ ПО ОБРАЗОВАНИЮ ТРЕЩИН В ТВЭЛАХ ПОД ДЕЙСТВИЕМ УСТАЛОСТНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И КОРРОЗИИ Хотя обычная коррозия, коррозия при облучении и коррозия под действием напряжений могут происходить одновременно, коррозия по- следнего вида оказывает значительно большее влияние на материалы твэлов, каналов для теплоносителя, трубопроводов и корпусов реакторов (легководных и жидкометаллических), чем коррозия двух первых ви- дов. Опыт эксплуатации энергетических реакторов показывает, что рас- трескивание под действием усталостных термических напряжений и кор- розионное растрескивание, начинающиеся на внутренней поверхности циркалоевых оболочек твэлов, могут привести к разрушению твэлов в легководных реакторах. Если до и во время зарождения трещины материал оболочки твэла имел достаточные механическую прочность и пластичность, то к нему можно применить постулируемые теорию и механизм образования тре- щин. При достаточно длительном облучении топлива во время работы реактора на повышенных уровнях мощности такие химические соеди- нения продуктов деления, как CsI, CsU04, Cs2Te и Cs2Cd, образуются и осаждаются на участках оболочки, склонных к растрескиванию под действием усталостных напряжений и коррозионному растрескиванию и расположенных напротив трещин в топливных таблетках, как это по- 340
Рис. 14.40. Радиационный рост трещины в оболочке, связанный с образованием трещины в топливной таблетке из UO2: 1 - трещина в топливе; 2 — трещина в оболочке; 3 - отложение химических соединений; 4 - длина трещины; 5 - наружная поверхность оболочки; 6 - за- зор между топливом и оболочкой или по- верхность раздела, когда зазор закрыт; 7 — центральная полость казано на рис. 14.40. Радиационный рост трещин в оболочках, связанный с образованием трещин в оксидных топливных таблетках (например, в таблетках UO2 ), часто экспериментально наблюдался. Итак, суммируем сказанное выше: 1) быстрое увеличение мощности может вызвать растрескивание топ- ливных таблеток и закрытие зазора между топливом и оболочкой в те- чение нескольких часов после пуска реактора; 2) работа иа пониженном уровне мощности в течение достаточно дли- тельного периода времени может привести к залечиванию трещин в топ- ливе (в результате роста зерен) и повторному раскрытию зазора между топливом и оболочкой; 3) радиальные и продольные трещины зарождаются в топливных таб- летках под действием микроструктурных касательных напряжений и рас- пространяются под действием главных напряжений (тангенциальных или кольцевых) в радиально-продольных направлениях (рис. 14.40). 4) газообразные продукты деления, содержащие I, Cd и Те, выде- ляются из радиальных и продольных трещин в топливных таблетках и могут легко образовывать соединения CsI, Cs2Cd и Cs2Te, которые реаги- руют с внутренней поверхностью оболочки в процессе взаимодействия ее с топливом; 5) под действием усталостных термических напряжений и коррозии (в среде, содержащей I, Cd, Те) на внутренней поверхности оболочки могут зародиться трещины, которые, распространяясь вдоль радиально- продольных направлений, могут глубоко проникнуть в оболочку. Такие трещины обычно возникают в участках максимальных тангенциальных напряжений и их местоположение совпадает с расположением радиально- продольных трещин в топливных таблетках, как это показано на рис. 14.40. 14.11. ОБРАЗОВАНИЕ КОРРОЗИОННЫХ И УСТАЛОСТНЫХ ТРЕЩИН И ТЕЧЕЙ В КАНАЛАХ ДЛЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЕЙ, ТРУБОПРОВОДАХ И ПРОХОДКАХ В КОРПУСАХ РЕАКТОРОВ Наиболее важным теплофизическим параметром каналов для тепло- носителя ядерных энергетических реакторов, так или иначе связанным с растрескиванием под действием усталостных термических напряжений и с коррозионным растрескиванием твэлов и каналов для теплоносителя и с образованием течей в них, является коэффициент неравномерности 341
эиерговыделения F„. Понятие ’’коэффициент неравномерности энерго- выделения” было введено для учета неоднородности температурных распределений в системах твэл—канал для теплоносителя ядерных реак- торов и особенно легководных энергетических реакторов. Коэффициент неравномерности энерговыделения определяется следующим образом: е = Ятах/Яау, (14.6) где Fn - ядерный коэффициент неравномерности энерговыделения; Fe - механический коэффициент неравномерности энерговыделения и Я max и <7av - максимальный и средний тепловые потоки в твэлах или каналах для теплоносителя активной зоны соответственно. Коэффициент неравно- мерности энерговыделения зависит от ряда факторов и изменяется при переходе от одного реактора к другому из-за различия теплофизических и гидравлических параметров. Значение коэффициента неравномерности энерговыделения изменяется в пределах от 2 до 3, главным образом в зависимости от выбранных материалов системы твэл—канал для теплоно- сителя в активной эоне реактора. Растрескивание под действием усталостных термических напряжений и коррозионное растрескивание имеют место также в участках (или вбли- зи участков) пересечения трубопроводов для теплоносителя с корпусом реактора (Т-образные сечения). Другими словами, растрескивание часто наблюдается вблизи выходного высокотемпературного патрубка, где имеется фланцевое соединение трубопровода для теплоносителя с кор- пусом реактора (см. рис. 14.38). Растрескивание под действием усталостных термических напряжений может быть инициировано низкоскоростными тепловыми ударами и термическим циклированием, когда реактор работает в переходных ре- жимах во время пуска, повышения и снижения мощности, остановок и повторных пусков [43]. Тепловой удар в результате быстрого нагрева или охлаждения может привести к изменению поверхностной температу- ры и поверхностных напряжений. Термическое циклирование в резуль- тате повторных изменений температуры может вызывать усталость от термических напряжений. Комбинация тепловых ударов и термического циклирования может в конце концов привести к растрескиванию под действием усталостных напряжений материала в участках пересечения трубопровода для теплоносителя с корпусом реактора. Поэтому к наи- более важным термическим эффектам, влияющим на твэлы, каналы для теплоносителя, трубопроводы и корпуса (металлические) реакторов, относятся тепловые удары и термическое циклирование, которые могут привести к растрескиванию под действием усталостных напряжений. Основные данные, приведенные выше для коррозионного растрески- вания оболочек твэлов, частично применимы и к случаю коррозионного растрескивания материала в участках пересечения трубопровода для теплоносителя с корпусом реактора. Высокотемпературный теплоно- ситель, проходя из активной зоны через выходной патрубок и трубо- проводы (или теплообменник), находящиеся под действием термиче- ских и механических напряжений, может приводить к коррозионному растрескиванию материала вблизи участка фланцевого соединения трубо- 342
провода для теплоносителя с корпусом реактора. Зарождение и рас- пространение трещин под действием усталостных напряжений и коррозии в участках с концентраторами напряжений, подверженных действию облучения, может приводить к образованию нежелательных трещин вблизи места пересечения трубопровода для теплоносителя и корпуса ядерного энергетического реактора (легководного или жидкометалли- ческого) [50]. В соответствии с требованиями безопасности на каждой атомной электростанции осуществляются программы инспекционных проверок систем трубопроводов и изучения образцов-свидетелей корпуса реактора [51]. На основании результатов работ, выполняемых по этим програм- мам, оцениваются и гарантируются надежность и срок службы отдель- ных материалов систем трубопроводов и корпуса реактора. ГЛАВА 15 МАТЕРИАЛЫ РАДИОНУКЛИДНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ ЭНЕРГИИ И ТЕРМОЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ 15.1. ВВЕДЕНИЕ Энергию радиоактивного распада нуклидов можно использовать для создания источника тепла и производства электрической энергии, кото- рую в свою очередь можно использовать в космических кораблях, спут- никах погоды, спутниках связи, при научных экспериментах иа лунной поверхности и в отдаленных областях на Земле (на суше, океане или в полярных областях), где отсутствует регулярная электрическая энергия. Радионуклиды могут: 1) испускать заряженные частицы (а- и 0-излу- чение), а также нейтральные частицы (фотоны или 7-излучение и нейт- роны деления), 2) испытывать ядерные превращения (за счет испускания заряженных частиц) и 3) распадаться со временем по экспоненциально- му закону с характерной скоростью распада, которую нельзя изменить никакими внешними условиями. Термоэлектрические генераторы и атомные батареи компактны, на- дежны и пригодны для специальных приложений. Большинство радионук- лидов, используемых в термоэлектрических генераторах энергии и атом- ных батареях, являются продуктами деления или продуктами активации нейтронами в реакторах деления. Несмотря на то что видимого препятствия на пути теоретического или экспериментального развития термоядерных реакторов нет, достижи- мость контролируемой термоядерной реакции еще не продемонстриро- вана. Основное ядерное топливо — дейтерий — является тяжелым изо- топом, дейтерий в качестве примеси содержится в воде. Существуют три основных первичных топливных цикла: D-D-цикл, D—Т-цикл и D—3Не-цикл. Существуют также две главные реакции воспроизводства топлива: 6 Li (л, Т)4Не и 6 Li (р, 3 Не)4 Не. Уникальной особенностью ядерных топлив (деления, синтеза или радионуклидных) является их 343
воспроизводство — потребление одного топлива может воспроизводить новое топливо, такое же или другое. Конструкционным критерием для разработки ТЯР (термоядерного реактора) является стойкость к радиа- ционным и термическим повреждениям первой стенки реактора, кото- рый был использован для решения комплексных проблем проектирова- ния самой первой стенки. Возможность получения термоядерной энергии в больших масштабах даст окончательное решение проблемы растущего потребления энергии. Использование термоядерной реакции для получения энергии связано с некоторыми преимуществами: 1. Основное термоядерное топливо JD есть химический компонент тяжелой воды DjO, которая в качестве примеси содержится в обычной воде, и поэтому источник топлива для термоядерной энергетики не- исчерпаем, как океан. 2. Реакции синтеза ядер не производят существенного количества радиоактивных отходов. Продуктом реакции синтеза является только гелий1. 3. В результате термоядерной реакции (по сравнению с делением ядер) выделяется очень большая энергия: синтез 1 г дейтерия произво- дит около 4 МВт(т.) • сут, а деление 1 г 235U только около 1 МВт(т.) X X сут. 4. Для управляемой термоядерной реакции характерна безопасность. Плотность плазмы — топлива реактора синтеза столь мала, что взрыв невозможен. Реактор останавливается автоматически, если плазма теря- ет устойчивость. 5. Существует возможность прямого использования тока заряженных частиц (ионов и электронов) плазмы для прямого получения электро- энергии. Энергия радиоактивного распада может быть использована в термо- электрических генераторах и ядерных батареях для специальных при- ложений в космосе и удаленных районах земли и моря. Проектируемые термоядерные реакторы можно использовать для крупномасштабного получения ядерной энергии. Поэтому свойства материалов, которые можно применять в термоэлектрических генераторах мощности и тер- моядерных реакторах, представляют большой интерес. 15.2. РАДИОНУКЛИДНОЕ ПРЕОБРАЗОВАНИЕ ЭНЕРГИИ Энергия радиоактивного распада и источники заряженных частиц связывались с возможностью создания множества различных систем преобразователей и генераторов энергии [1-5]. Однако достаточное техническое развитие получили только следующие статические и дина- 1 Однако довольно высокая радиоактивность может возникать за счет взаи- модействия термоядерных нейтронов с ядрами материала ТЯР; сравнение с радио- активностью материалов реакторов деления см. в книге ’’Fusion and Fast Breeder Reactors”, International Institute for Applied Systems Analysis, RR-77-8, Nov. 1976. - Прим. nep. 344
мические системы: термоэлектрические генераторы энергии; термоэлектронные преобразователи; ядерные (атомные) батареи; тепловые двигатели (турбогенераторы). Только первая и третья системы работают сегодня достаточно на- дежно. 15.2.1. Термоэлектрические генераторы энергии. В качестве термо- электрических источников энергии использовались сначала металличе- ские термопары, однако они оказались непрактичными из-за их малого коэффициента полезного действия (около 1-2%). Сегодня во всех радионуклидных термоэлектрических генераторах энергии для повышения их коэффициента полезного действия (до 10%) применяют легированные полупроводники. Полупроводниковые материалы в п- и ^блоках вставлены или запрессованы в горячий и холодный токовы- воды. На рис. 15.1 показан типичный радионуклидный термоэлектриче- ский генератор энергии (ядерная термобатарея) из серии SNAP. Электри- ческая мощность термобатареи SNAP-27 равна 63 Вт. В качестве топлива использован 238Ри в виде РиО2. Топливная капсула заключена в графи- товую оболочку. Поток тепла проходит через легированные полупровод- ники п- и p-типа, служащие термоэлементами (см. рис. 15.1). Термоба- тарея SNAP-27 в составе системы Аро11о-12 оставалась на лунной поверх- ности в качестве единственного источника электрической мощности. На рис. 15.2 приведена зависимость изменения удельного сопротивления полупроводниковых материалов термоэлектрических элементов от тем- пературы. Коэффициент полезного действия термобатареи Выходная электрическая мощность Я — ------------------------------- = t Входная тепловая мощность WrH + *(Гя - гс> - 12R^12 где I - электрический ток; R — сопротивление нагрузки; Rth — сопро- тивление термопары; Тн и Тс — температуры горячего и холодного вво- дов соответственно; К — теплопроводность термобатареи; Ор„ — коэффи- циент Зеебека. Ток, протекающий через термопары, их электросопро- тивление и теплопроводность, а также качество можно представить в виде 1 ~ apn(THTc}KRtb +Л); (15.2) Rfh = Рр1р!Ар + Рп^п! Ап, (15.3) К = Apfcp//p + Апкп/1п\ (15.4) Z = арп/[(р^р)112 + (Ми)42]’, (15.5) где рр. рп - удельные электросопротивления; /р, 1„ — длина; Ар, Ап - площадь; кр и кп - удельные теплопроводности длины и площади попе- 345
Рис. 15.1. Схема радионуклидного термоэлектрического генератора энергии: 1 — топливная капсула; 2 — горячий вывод; 3 — топливо; 4 - радиатор и кор- пус; 5 - термоэлектрический преобразователь; 6 — термоэлемент л-типа; / - тер- моэлемент ртипа; 8 — тепловой поток; 9 — теплоизоляция Рис. 15.2. Зависимость удельного электросопротивления р от температуры для раз- ных материалов термоэлементов 300 500 700 Т,К речного сечения, полупроводников р- и л-типа соответственно. Входная мощность определяется эффектом Пельтье арп1Тн, потоком тепла через полупроводниковые элементы К(ТН — Тс) и, кроме того, включает в себя половину омических потерь в батарее I2Rt}j2. Явление Пельтье заключается в том, что на границе двух металлов или на полупроводни- ковом переходе выделяется поток тепла, пропорциональный электриче- скому току через эту границу. Возникновение ЭДС на металлических или полупроводниковых контактах, которая пропорциональна разности температур холодного и горячего контактов, называется явлением Зее- бека, а величина его характеризуется коэффициентом Зеебека. Из формулы (15.5) следует, что для того, чтобы качество устройства было высоким, арп должно быть большим, а удельные электросопротив- ления и теплопроводности малыми. Оптимизируя параметры термоба- тарея, можно достигнуть максимального КПД термобатареи. Соотноше- ние между оптимальным КПД 4opt, качеством термопар Z, разностью температур — Тс и средней температурой можно записать в виде (15.6) Оптимальную нагрузку можно найти из отношения R/Rth = (1+ ZTm)4\ (15.7) На рис. 15.3, а и б показана зависимость параметра качества ZT тер- мопар от температуры для разных материалов термопар [6—8]. Чем больше Z, тем лучше материал (см. § 15.3). 346
Рис. 15.3. Зависимость параметров качества ZT материалов термоэлементов на n-р-переходе от температуры 15.2.2. Термоэлектронные преобразователи. Термоэлектронные пре- образователи могут иметь значительно более высокие коэффициенты полезного действия и работать при большей температуре, чем термо- электрические системы. Простой термоэлектронный преобразователь или генератор мощности состоит из двух электродов, высокотемператур- ного эмиттера и коллектора при низкой температуре, разделенных про- межутком, содержащим ионизированный газ (плазма из паров цезия). На рис. 15.4 показана схема термоэлектронного преобразователя. Эмит- тер испускает термоэлектроны, которые проходят через ионизированный газ и собираются на коллекторе. Если тепло, получающееся в результате радиоактивного распада, нагревают эмиттер, а тепло с коллектора сни- мают, то через внешнюю цепь между электродами термоэлектронного преобразователя течет ток. Коэффициент полезного действия термоэлектронного преобразовате- ля [1,2,8-11] „ _ IV-I2(pl/A) J ’ OF (T2H- T*) + (*Cs + к} — ) (Тн - Тс) +£</- /2 (Р//24) (15-8) где I — плотность электрического тока; V — напряжение на диоде; р — удельное сопротивление ввода эмиттера; I - длина ввода; А - площадь Рис. 15.4. Схема типичного термоэлектронного преобразователя: 1 - эмиттер; 2 - радиоизотопное топливо; 3 - температура эмиттера Те ; 4 - температу- ра коллектора Т& 5 - радиатор; 6 - коллектор; 7 — ионизированные пары цезия 347
Ядерные батареи Первый тип Второй тип к-Частицы fi-Частицы р-п- Переход Контактная разность потенциалов- Вторичная электронная эмиссия Третий тип Система, с двойным преобразованием Рис. 15.5. Различные типы ядерных батарей поперечного сечения ввода; а — постоянная Стефана—Больцмана; F — степень черноты; kCs — коэффициент теплопроводности паров цезия; — коэффициент теплопроводности ввода эмиттера; Ес — напряже- ние, характеризующее потерю энергии электронами на электродном промежутке диода. Важными характеристиками термоэлектронного преобразователя являются термоионная эффективность и мощность. На эти характеристи- ки влияют пять параметров: температура эмиттера Тн, температура кол- лектора Тс\ давление паров цезия, расстояние между эмиттером и кол- лектором; внешнее напряжение на диоде. Для того чтобы преобразование тепла в электричество происходило с максимальной эффективностью, работа выхода эмиттера должна быть велика, а коллектора — мала. В ка- честве материалов эмиттера обычно используют W или Nb, а для коллек- тора берут Мо или Та, материалы с высокой температурой плавления. 15.2.3. Ядерные (атомные) батареи. Ядерные батареи применяют для использования высокой энергии заряженных частиц (а-частиц или элект- ронов) , испускаемых радионуклидами. Вообще говоря, ядерные батареи можно разделить на три типа (рис. 15.5). В ядерных батареях первого типа электрическая энергия производится непосредственно заряженными частицами. В ядерных батареях второго и третьего типов большая электри- ческая энергия генерируется соответственно с помощью вторичных элект- ронов или по механизмам двойного преобразования электронов и фото- нов [1,2]. Ядерные батареи первого типа состоят из двух концентрических или параллельных поверхностей, разделенных вакуумным или заполненным диэлектриком пространством (рис. 15.6, а). Эмиттерный электрод содер- жит слой радионуклидов, которые, распадаясь, эмитируют а- или 0-части- цы. Эти частицы в большинстве своем поглощаются и собираются на кол- лекторном электроде, создают на нем электростатический потенциал, и за счет него электроны проходят через внешнюю нагрузку. В результате через внутреннее R{ и внешнее Re сопротивления ядерной батареи течет ток I. Поскольку ни а-, ни 0-излучение не обладают существенной про- никающей способностью, работа ядерной батареи безопасна и надежна. Ядерная батарея первого типа является источником электрического напряжения, а не мощности. Эквивалентная электрическая цепь ядерной 348
з । г Wf!&! 7 I I» а Рис. 15.6. Схема работы (я) и эквивалентная электрическая цепь (б) ядерной ба- тареи первого типа 1 — положительный электрод; 2 — испускаемые во всех направлениях электро- ны; 3 - отрицательный электрод; 4 — изолятор; 5 — коллектор; 6 — слой 0-излу- чателя; 7 — емкость; 8 — ядерная батарея батареи приведена на рис. 15.6, б. Если сопротивление нагрузки велико (Re > R{), то напряжение V на выводах батареи (батарея разомкнута) V=IR.. (15.9) Если батарея замкнута на сравнимую с внешнюю нагрузку, то V = IRiRe!{R. + Re). (15.10) а-Излучатель 21 °Ро батареи первого типа безопасен, стабилен и в тече- ние длительного времени является источником высокого напряжения малой мощности. Ядерные батареи второго типа делятся на три группы: батареи на р — л-переходе; батареи с контактной разностью потенциалов и батареи с вторичной электронной эмиссией (рис. 15.7). Имеющие высо- кую энергию заряженные частицы (а- или 0-излучение) или нейтральные частицы (т-излучение или нейтроны), испускаемые радиоактивными нук- лидами, могут быть причиной разделения зарядов, образования пар электрон—дырка или вторичной электронной эмиссии. Сочетание этих эффектов и различие работ выхода разных материалов может создавать ток и разность потенциалов между электродами ядерных батарей. Первая группа ядерных батарей второго типа использует для получе- ния разности потенциалов р— л-переход (рис. 15.7,а). Кинетическая энер- гия ядерных частиц, испускаемых радионуклидом, преобразуется в элект- рический потенциал разделенных электронно-дырочиых пар, которые из-за наличия разности потенциалов на р — л-переходе создают ток через нагрузку. В качестве материалов такой ядерной батареи нар— л-переходе можно использовать 0-излучатель 90 Sr и легированный германий. В ядерных батареях с использованием контактной разности потенциа- лов (вторая группа) электрический ток и напряжение возникают в резуль- тате разницы работ выхода двух электродов (рис. 15.7, б). Напряжение и ток зависят от типа контактирующих материалов, типа и энергии излу- чаемых радионуклидом частиц, выбора газа и его давления и состояния поверхности электродов. Типичными материалами с высокой работой выхода являются Pt, РЬО, Мо и Au. Малую работу выхода имеют, на- пример, Mg, Al и сплавы А1. В качестве а-излучателей применяют 21ОРо, 242Сш и 244Ст, а в качестве 0-излучателей — ,0Sr и 144Се. Принцип устройства ядерных батарей третьей группы показан на рис. 15.7, в. Ис- пользуется вторичная электронная эмиссия за счет излучения радионукли- 349
8 9 Рис. 15.7. Ядерная батарея второго типа на основе n-р-перехода (о); батарея эле- ментов на основе контактной разности потенциалов (б); батарея на основе ис- пользования вторичной электронной эмис- сии (в): 1 - полупроводниковый материал; 2 - р-тип; 3 - р-л-переход; 4 - л^гип; 5 - промежуток; 6 - радионуклидный излу- чатель; 7 - капсула или пластина; 8 — от- рицательный электрод; 9 - положитель- ный электрод; 10 - изолирующая обойма; 11 - кольцо ю изолятора; 12 - гермети- ческая оболочка; 13 - электрический кон- такт; 14 - стенка контейнера; 15 - элек- трод из материала с высокой работой выхода; 16 — электрод из материала с ма- лой работой выхода; 17 — заполняющая газовая смесь: аргон с водородом и три- тием; 18 - керамика; 19 - положительный электрод; 20 — свинцовая защита; 21 — алюминиевый коллектор; 22 — радионуклидное топливо; 23 — слой, испус- кающий вторичные электроны; 24 - отрицательный электрод; 25 - вакуум; 26 - поглотитель ядерного излучения; 27 - эвакуированное пространство; 28 - проб- ка; 29 - изолирующий диск да. Частицы высокой энергии, испускаемые радионуклидом, соударяясь с атомами вещества и ионизируя его, приводят к испусканию одним из электродов (эмиттером) вторичных электронов. Ядерные батареи третьего типа используют комбинированные физи- ческие явления, двойную систему преобразования. Нейтральные части- цы (например, фотоны), эмиттируемые радионуклидом, частично погло- щаются люминофором и приводят к испусканию света в результате электронных возбуждений, как показано на рис. 15.8. Свет затем попада- ет иа фотоумножитель и преобразуется в электричество в окружающей устройство солнечной батарее с оптическими коллекторами из кремния. Таким образом, в такой ядерной батарее соединены принцип сцинтилля- ционного счетчика и солнечной батареи. Соединение нескольких ядерных батарей третьего типа может повысить уровень мощности радионуклид- ного генератора от микроватт до единиц ватт. 350
3 2 1 V \ 1 zzzzzd $ Рис. 15.8. Схема работы ядерной батареи третьего типа с двойным преобразова- нием энергии: 1 - смесь люминофора с радиоизотопом; 2 - трубка фотоумножителя; 3 - солнечная батарея с кремниевой оптикой; 4 — последовательное соедшение бата- рей Таблица 15.1. Сравнение трех термодинамических циклов работы радионуклиДВых тепловых двигателей Параметр сравнения Цикл Ренкина Цикл Брайтона Цикл Стирлинга Главные Паровая турбина, Газовая турбина, Газовый поршневый компо- насосы, генера- компрессор, гене- двигатель, генератор, ненты тор„теплоизлу- чатель ратор, теплоизлу- чатель теплоизлучатель Рабочее тело Hg, К, Li Не, Ne, Аг Не, Ne, Аг Состоя- Концептуальный Концептуальный Концептуальный нне раз- работок проект проект проект Преи му- Низкое давление Инертный газ, от- Инертный газ, отсут- щества паров, хорошие характеристики теплопередачи жидкого метал- ла, небольшие размеры сутствие фазовых переходов, отсут- ствие коррозии ствие фазовых пере- ходов, возможность высокого КПД Недостат- Двухфазное рабо- Большие размеры и Механическая слож- ки чее тело, корро- зия, в теплоизлу- чателе происхо- дит конденсация большая потребляе- мая мощность ком- прессора, большие размеры теплоиз- лучателя ность, отсутствие опыта работы, проб- лемы уплотнений, смазки и износа 1S.2.4. Тепловые двигатели. Описанные выше системы радионуклидных преобразователей или генераторов энергии (термоэлектрические генера- торы, термоэлектронные преобразователи и атомные батареи) являются статическими. Радионуклидные тепловые двигатели, использующие тур- богенераторы, по принципу работы являются динамическими. Поэтому турбоэлектрические тепловые двигатели имеют компоненты, которые во время работы подвержены механическому износу (например, подшип- ники) или термической усталости. Для динамических тепловых двигателей с радионуклидными источни- ками тепла предложено использовать термодинамические циклы Ренкина, Брайтона или Стирлинга, однако разработки еще не начались. В табл. 15.1 351
[12—14] дано сравнение трех термодинамических циклов для радионук- лидных систем тепловых двигателей. В США для питания космических объектов создана программа разра- ботки ядерных систем питания SNAP. Статические системы радионуклид- ных преобразователей энергии, т. е. термоэлектрические генераторы энергии и термоэлектронные преобразователи, согласно условиям этой программы обозначаются нечетными номерами (табл. 1.1), а динамиче- ские (тепловые электродвигатели с турбиной) — четными, например SNAP-2,8 или SNAP-10 (с реактором). 15.3. РАДИОНУКЛИДНОЕ ТОПЛИВО Выбор ядерного топлива для радионуклидных генераторов энергии является задачей первостепенной важности. Особое значение имеет безопасность. Ядерное топливо не должно представлять опасности для здоровья людей. Следует выбрать подходящие топлива среди более чем 1300 суще- ствующих. Топливные и конструкционные материалы должны обеспечи- вать малую проникающую способность излучения и защиту от него, напри- мер можно использовать а- и 0-излучатели, имеющие достаточно большой период полураспада; удовлетворительную удельную мощность, напри- мер не менее 0,2 Вт/г; хорошее сопротивление коррозии и нераствори- мость в воде; возможность наработки в ядерном реакторе деления до- статочного количества топлива; невысокую стоимость. В табл. 15.2 приведены примеры радионуклидов и их соединений, удовлетворяющих перечисленным требованиям. Среди этих радионуклидов 90Sr, 144Се и ,47Рт являются продукта- ми деления, а 210Ро, 238Pu, 242Ст и 244Ст можно получить при облу- чении соответствующих веществ в ядерных энергетических и исследова- тельских реакторах. Эти радионуклиды могут быть экстрагированы из растворов при процессах переработки топлива (см. § 13.10) и поэтому доступны. Некоторые из них, например 9° Sr, 210Ро и 238Ри, имеются в больших количествах и недороги. Доступный и недорогой 9 ° Sr широко применяют в серии космических устройств SNAP-7 в качестве радионук- лидного источника энергии для навигационных и метеорологических применений. Облучение нейтронами продуктов деления, например 209Bi или 237Np, приводит к образованию 21ОРо и 238Ри: J09Bi+ п 210Bi 210ро + е-. (15.11) 337Np + „ 238Np 238^ + g- (15,12) Достаточно длительное облучение естественного урана 238U приводит в конце концов к америцию, из которого можно получить радионуклид- ное топливо 242Ст и 244Ст 352
Таблица 15.2. Некоторые топлива для радионуклидных генераторов мощности Параметры радионук- лидов Радионуклиды 210Ро 238Ри 242Сш 244Сш 90Sr 144Се 147Рт Со един е- РЬРо, РиО2 Сп^Оз Сп^Оз SrTiO3 Се^Оз Рт^Оз ние Период полу- GdPo 138 дней 89 лет 160 дней 18,1 года 28 лет 284 дня 2,6 года распада Удельная мощ- 141 0,55- 110 2,8 0,45 22 0,41 ность, Вт/г Точка плавле- 0,49 590-600 2240 1950 1950 1910 1990- 2350 ния, С Удельная жер- 31,2 1,8 29,2 29,2 148 2600 126 2440 гия распада, Вт/Ки Механичес- Удовле- Хорошая Удовле- Удовле- Хоро- Удовле- Хорошая кая проч- твори- твори- твори- шая твори- ность Совмести- тельная Хорошая Хоро- тельная Хорошая тельная Хоро- Хоро- тельная Удовле- Хорошая мость мате- риала кап- сулы Сопротив- шая Удовле- Отлич- Удовле- шая Удовле- шая Хоро- твори- тельная Удовле- Хорошее ление кор- твори- ное твори- твори- шее твори- розни Термо меха- тельное Удовле- Хоро- тельное Удовле- тельное Удовле- Хоро- тельное Удовле- Хорошая ническая твори- шая твори- твори- шая твори- устойчи- вость Требования тельная Невы- Низкие тельная Низкие тельная Низкие Умерен- тельная Умерен- Умерен- к защите Плотность, со кие 9,6-7,5 13,6 10,7 10,8 ные 5,12 ные 6,8 ные 6,6 г/см3 Излучение а а а а Р Р 3 24$ Ат + п - 7 + 2 42 Ат 16 ч 24,2Ст + е~, (15.13) 24|Ат + п 7 244Ат 26 мин - 2:> + е-. (15.14) В дополнение к возможности изготовления, доступности и распростра- ненности выбранных радионуклидных топлив стоимость топлива опре- деляется не только его распространенностью и доступностью, но и кон- струкцией генератора энергии. При проектировании различных радио- нуклидных генераторов энергии, например термоэлектрических, коэф- фициент полезного действия генератора обычно связан с характеристи- кой качества материалов, т. е. радионуклидного топлива, полупроводни- 12 —Зак. 702 353
ков ср— «-переходом и т. п. Качество иногда определяется зависимостью от температуры Т параметра качества ZT (см. рис. 15.3, а и б) или пара- метрами материала генератора: надежностью, стоимостью и массой (для применений в космосе) или сроком службы. Например, если радионук- лидное топливо, используемое в термоэлектрическом генераторе, пол- ностью надежно, то характеристика качества этого параметра равна еди- нице. Так же можно оценивать и другие параметры генератора. Посколь- ку радионуклидное топливо составляет главную часть стоимости любого генератора энергии, высокий коэффициент полезного действия, желае- мая характеристика качества и другие важные параметры генератора должны быть выбраны по соображениям стоимости. Если общий коэф- фициент полезного действия радионуклидного генератора энергий станет в 2 раза больше, топливная загрузка может быть снижена вдвое. В ре- зультате полная стоимость генератора станет меньше почти наполовину. 154. МАТЕРИАЛЫ ОБОЛОЧЕК, КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ, ТЕПЛОПЕРЕДАЮЩИЕ МАТЕРИАЛЫ И ТЕПЛОНОСИТЕЛИ РАДИОНУКЛИДНЫХ ГЕНЕРАТОРОВ Главной частью радионуклидного генератора является топливная капсула. Она подвержена высоким тепловым и механическим нагруз- кам, испытывает бомбардировку частицами, подвержена химическому воздействию. Материалы оболочек, конструкций, теплоносителя и тепло- проводников, материалы самой капсулы источника должны быть высо- копрочными, стойкими к облучению, коррозии и химическому воздей- ствию и теплопроводными. Совместимость материалов оболочек, кон- струкций и теплопроводящих материалов в основном определяется их стойкостью по отношению к коррозии и химическому воздействию. На рис. 15.9 показаны поперечный разрез типичного радионуклид- ного термоэлектрического генератора и взаимное расположение керами- ческого топлива и металлического материала оболочки топлива. Показа- ны разрез изоляторов и полупроводников самого термоэлектрического преобразователя, теплоизлучатель с ребрами охлаждения и возможная защита от излучения. В качестве материалов оболочки, конструкционных □ Керамическое топливо Ш Полупроводники | | Теплоноситель □ Теплоиооляцич т Конструкционный ККЛ материал Материал защиты Ребра Топливо Оболочка топлива Защита Пространство для теплоносителя Разрез термоэлектри- ческого преобразователя Оболочка Защита Пространство для теплоносителя Оболочка - теплоизлу - чатель Рис. 15.9. Поперечный разрез радионуклидного термоэлектричес- кого генератора 354
Таблица 15.3. Некоторые материалы противоаварийной оболочки, коиструкцяожые и теплопередающие материалы радионуклидных генераторов Материалы Ni Cr Fe c Mn Ti Al Другие Нержавеющая сталь 347 9-12 17-19 59-64 0,08 — — — ISi; 0,8Nb 316 13 18 63,15 0,10 13 — — 2,25 Nb 316L 13 18 63,21 0,04 13 — — 2,25 Nb 312 0 30 59,40 0,10 13 — — — 310 19-22 24-26 47,5-523 0,25 2,0 — — 13 Si; 23 Mo; 0,2 Nb 309 12-15 22-24 59,6 -64,6 0,08 13 — — 0,8 Nb 304 10 19 70,72 0,08 1,2 — — — 304L 10 19 70,77 0,03 1,2 - - - Инконель bvU 76,0 153 8,0 0,08 03 — 0,2 Si; 0,2 Cu; 0,008 S 601 603 23 14,0 0,05 03 — 1,4 0,2Si; 03 Cu; 0,007 S Х-750 73 15,5 7,0 0,04 03 23 0,7 1 (Nb + Ta) Инколой 8(Х) 32 203 4,6 0,04 — 0,4 0,4 — 825 41,8 21,5 30,0 0,03 — 0,9 0,15 3 Mo TZM (Мо-сплав) 50 42 Mo; 8Zr Аустенитно-ферритная 4 163 75 — — — — 4Cu нержавеющая сталь 0,3 (Nb + Ta) 17-4РН Нержавеющая сталь 113-133 203-233 56 0,03-0,05 4-6 — ISi. 0.03S Армко ннтроник 50 0,1-0,3 V Хастеллой С 56,3 15,5 5 0,08 16 Mo; 4 W; 3 остальное F 483 22,0 20 0,05 — — — 6,5 Mo, 1W; 2,1 (Nb + Ta) Hayness Alloy 25 10,0 20,0 3 0,10 — — — 15 W; 49 Co; 3 остальное (Со-сплав) Hayness Alloy 188 22,0 22,0 3 0,10 — — 14 W; 373 Co; 13 остальное (Со-сплав) Cononel 230 56,0 35-37 5 0,08 1,0 1,0 03 03 Si Иллиум G 56,0 223 6,5 0,20 1,2 — — 0,6 Si; 6,5 Mo Ннтроник 80А 64,0 20,0 5 0,10 1,0 2,5 1,2 Carpenter 20 29,0 20,0 — 5232 0,07 0,75 - 2Mo; 0,7 Nb
и теплопередающих материалов радионуклидных генераторов мощно- сти используют в основном аустенитные нержавеющие стали, никелевые сплавы, сплавы титана и специальные сплавы, состав которых указан в табл. 15.3. Выбор этих материалов сделан на основе требований к ним, приведенных в предыдущем разделе о топливных и конструкционных материалах. В радионуклидных термоэлектрических генераторах (рис. 15.9) уста- новок серии SNAP-7 для космических, навигационных и метерологиче- ских исследований в качестве топлива использованы титанат стронция SrTiOj или окись стронция Sr2O3. Оба соединения нерастворимы в во- де. Топливная капсула изготовлена из нержавеющей стали, сплава тита- на или никелевого сплава, имеющих хорошие защитные, конструкцион- ные и теплопроводящие свойства. Термоэлектрический преобразователь состоит из полупроводниковых (Si, Ge) выводов и термоиэоляторов. Противоаварийная оболочка также выполнена из нержавеющей стали или никелевого сплава. Теплоизлучатель (с ребрами, или без них) для рассеяния тепла изготовлен из титана или его сплава. Для учета тепло- вого расширения в узлах с теплоносителями предусмотрены зазоры. Для 0-излучателя 9 0 Sr оболочка капсулы и конструкционные материалы являются вполне достаточной радионуклидной защитой. Для у-излуча- теля 90Со необходима защита от проникающего излучения. 153. КОНЦЕПТУАЛЬНЫЕ ПРОЕКТЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ Концептуальные проекты термоядерных реакторов (ТЯР) и устано- вок управляемого термоядерного синтеза (УТС) могут быть разделе- ны на две главные категории: установки с магнитным удержанием и установки с инерциальным удержанием. Кроме того, предложен еще целый ряд концепций удержания, имею- щих второстепенное значение. В экспериментах по магнитному удержанию, проводимых в течение уже многих лет, плазма удерживается магнитными силами в простран- стве, ограниченном магнитными поверхностями. Конфигурации магнит- ных поверхностей становятся все более сложными для того, чтобы обес- печить возможность самоподдерживающейся реакции ядерного синтеза. Существует большое количество экспериментальных устройств, пред- ставляющих собой разные концепции систем с магнитным удержанием, которые можно разделить иа две группы: 1) тороидальные или замкнутые системы, подобные токамакам и стеллараторам; 2) линейные зеркальные или открытые системы, например магнитные ловушки, амбиполярные магнитные ловушки и т. п. На рис. 15.10 показано сложное спиральное магнитное поле в большом токамаке, а на рис. 15.11, а и б — удерживающие магнитные поля в маг- нитной ловушке и распределение в ней напряженности магнитного поля. 356
Гис. 15.10. Магнитные поля и плазма в токамаке: 1 — результирующее магнитное поле; 2 — вертикальное магнитное поле; 3 — об- мотки вертикального поля (вне тора); 4 - Z-ось; 5 - тороидальное магнитное поле; 6 — проводящая оболочка; 7 - плазма; 8 - полоидальное магнитное по- ле; 9 - ось тороида; 10 — вертикальная ось; 11 - тороидальный электрический ток; 12 — большой радиус; 13 — малый радиус 0 Расстояние по оси ловушки Рис. 15.11. Пространственное распределение напряженности (а) удерживающего магнитного поля (б) в амбиполярной магнитной ловушке: 1 - средняя плоскость; 2 - магнитное зеркало; 3 — обмотка магнитного зер- кала; 4 - обмотка магнита; 5 — магнитные силовые линии Такими полями и удерживается плазма в установках с магнитным удер- жанием1 . Системы с инерциальным удержанием изучают в связи с возможностью создания плазмы с помощью мощных лазерных пучков. Концепция созда- ния лазерного термоядерного реактора существенно отличается от кон- цепции реактора с магнитным удержанием. Удержание созданной лазером плазмы осуществляется ее собственной инерцией — плазму удерживают силы инерции положительно заряженных ионов самой плазмы. На рис. 15.12 схематически показана схема неодимового лазера и плазменной установки* 2. Основные материалы, которые, по-видимому, будут использованы в ТЯР с магнитным и инерциальным удержанием, одинаковы. Справедли- вость этого утверждения можно установить, когда будет продемонстри- рована возможность создания устройств с управляемой термоядерной реакцией. Наиболее развитым проектом чистого (не гибридного) реактора на основе токамака является проект реактора ИНТОР ’’International Tokamak Reactor” IAEA VieAna, Phase Two A, Part I (1983), Part II (1986).- Прим. nep. 2 О ТЯР с инерциальным удержанием см. Калмыков Ю. К., Комин А. В., Кри- вошеев М. В. Термоядерные реакторы с инерциальным удержанием: Обзор ОСА-65. М : ЦНИИАтоминформ, 1984. 72 с. - Прим. пер. 13 —Зах. 702 357
Р и с. 15.12. Установка с неодимовым лазером для исследования термоядерной плазмы: 1 - задний отражатель; 2 - импульсные лампы; 3 - стержень из неодимового стекла; 4 — передний отражатель; 5 — призмы; 6 - блок формирования световых импульсов; 7 - неодимовый лазер; 8 - блок генератора; 9 - блок дисковых уси- лителей; 10 - пучок лазера; 11 — детектор нейтронов; 12 — вакуумная камера; 13 — плазма 15.6. ОСНОВНЫЕ КОМПОНЕНТЫ И МАТЕРИАЛЫ ТЕРМОЯДЕРНЫХ РЕАКТОРОВ Подобно тому, как это было сделано для ядерных реакторов деления (см. гл. 3), в табл. 15.4 проведена классификация основных компонен- тов и материалов термоядерных реакторов. Многочисленные второстепенные компоненты и материалы, определяе- мые основными, могут изменяться в зависимости от типа термоядерного реактора, его конструкции, требуемых мер безопасности и экономиче- ских соображений. Таблица 15.4. Основные узлы и материалы термоядерных реакторов Основной узел Ядерное топливо Конструкция Замедлитель, отражатель Теплоноситель Защита Магнитная система Система аварийной защиты Основные материалы Дейтерий,тритий,гелий Нержавеющая сталь, сплавы ниобия, алюминиевые сплавы, углеродистые стали Литий, LijBeF*, обедненный уран, торий Литий,гелий (жидкий), LiF, BeF2, вода Свинец, сталь, бетон, бор NbaSn, VjGa, NbTi, Си, нержавеющие стали, алюминие- вые сплавы Материалы тритиевой системы, систем LOCА и системы диагностики разряда 358
15.7. ЯДЕРНЫЕ ТОПЛИВНЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ТОПЛИВНЫЕ ЦИКЛЫ ЯДЕРНОГО СИНТЕЗА Дейтерий является исходным термоядерным топливом, а тритий и гелий 3Не являются вторичными термоядерными топливами, которые получаются в результате D—D-реакции. Взаимодействие нейтронов синте- за (образованных в D—D- и D—Т-ядериых реакциях) и 6 Li могут приво- дить к ядерной реакции с образованием тритиевого топлива, которое не- обходимо для осуществления топливного цикла по D—Т-реакции синтеза. Известно много топливных циклов, однако первичными среди них являются D-D-, D-Т-и О-3Не-топливные циклы. Топливный цикл D—D. Этот цикл имеет два канала реакций — про- тонный (р) и нейтронный (л), в соответствии с чем возможна реакция по p-каналу с выделением энергии 4,04 МзВ D + D •* Т(1,01 МэВ) + р(3,03 МэВ) (15.15) и по л-каналу с выделением 3,27 МэВ D + D * 3Не(0,82 МэВ) + л(2,45 МэВ). (15.16) Реакции по обоим каналам происходят с одинаковой скоростью и приблизительно равновероятны в широкой области энергий ионов. Три- тий, образующийся по протонному каналу, может быть использован здесь же в реакции с дейтерием, идущей с гораздо большей скоростью. Топливный цикл D—Т с выделением энергии 17,57 МэВ D + T * 4Не(3,52МэВ) + л(14,05МэВ). (15.17) Именно эта реакция будет, видимо, использована в первых термоядер- ных реакторах. Топливный цикл D—3Не. Гелий 3Не, образовавшийся по нейтронному каналу D—D-реакции, также может вступать в реакцию с дейтронами с выделением энергии 18,34 МэВ: D+3He * 4Не(3,67МэВ) + р(14,67МэВ). (15.18) Эта реакция интересна тем, что в ней (как в D—Т-реакции) выделяется большая энергия. Энергия, получаемая продуктами реакций, рассчитана на основании законов сохранения импульса и энергии. На рис. 15.13 показаны попе- речные сечения D—D-, D-Т- и О-3Не-реакций синтеза в зависимости от энергии дейтрона, а на рис. 15.14 - параметр скорости реакции av (для максвелловского распределения в плазме) для этих же реакций при раз- ных температурах иона дейтерия [15-18]. Здесь о — сечение, v скорость иона. Из этих кривых следует, что цикл D-Т является наиболее выгодным с точки зрения сечений и скоростей реакций. Нейтрон и протон, получившиеся в результате реакций (15.17) и (15.18), можно использовать для наработки трития и гелия-3 соответ- ственно из сырьевого материала 6 Li п + 6Li~> 4Не + 3Т +4,80 МэВ; (15.19) р +6Li-> 4 Не + 3 Не + 4,0 МэВ. (15.20) 359 13*
Р и с. 15.13. Зависимость сечений реакций синтеза D-D (7), D-T (2) и D - 3Не (3) от энергии дейтрона Рис. 15.14. Зависимость параметра скорости реакции av для реакций D-D (/), D-T (2) и D - 3Не (3) от температуры дейтронов (максвелловское распределение) Эта реакции называются реакциями воспроизводства для D-Т- и D 3Не-циклов. Следует отметить, что естественный литий содержит лишь 7,5% 6Li, а остальное — 7Li. Таким образом, топливное сырье 6Li, не- обходимое для воспроизводства, должно быть получено с помощью процесса обогащения, подобного процессу обогащения ураном-235. Следует подчеркнуть, что реакции (15.19) и (15.20) демонстрируют уникальную характеристику ядерных топлив для реакторов деления, синтеза или радионуклидных источников энергии — их воспроизводства. При сжигании одного топлива может возникать новое или такое же. 15.8. КОНСТРУКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ Конструкционные материалы обеспечивают противодействие механи- ческим усилиям, сохранение формы конструкций, удержание термоядер- ной плазмы в термоядерном реакторе. Основными материалами являются те, из которых изготовлена первая стенка вакуумной камеры, каналы теплоносителя и бланкета (окружающего камеру), радиационная защи- та, магнитные обмотки с их защитной конструкцией, криогенные сосу- ды с жидким гелием и т. п. Некоторые основные материалы и общие требования к их свойствам приведены в табл. 15.5 [19, 20]1. Выбор конструкционных материалов на основе общих требований может быть различен для различных типов термоядерных реакторов 1 По этому вопросу - см. материалы 1. II и III Всесоюзных конференций по исследованию и разработке конструкционных материалов для реакторов тер- моядерного синтеза: Исследования и разработка материалов для реакторов iep моядерного синтеза. М.: Наука, 1981; Конструкционные материалы для реакго ров термоядерного синтеза. М.: Наука. 1983. Конструкционные материалы iih реакторов термоядерного синтеза. М.: Наука. 1987. - Прим пер 360
Таблица 15.5. Общие требования и основные материалы конструкций термоядерного реактора Общие требования Основные материалы Низкое сечение захвата нейтронов Малая наведенная радиоактив- ность Высокая радиационная стойкость Высокая термостойкость Высокие теплопередающие свойства Высокая механическая прочность и пластичность Высокое сопротивление коррозии Совместимость с теплоносителем (литий) Zr, Nb, Мо, V, Ti, нержавеющая сталь, А1 V, Nb, Ti, нержавеющая сталь V, Nb, Ti, нержавеющая сталь Ni, Ti, Nb, нержавеющая сталь Ti, Nb, Мо, нержавеющая сталь Мо, Ti, Nb, нержавеющая сталь Ni, Ti, Мо, нержавеющая сталь Ti, V, Nb, Мо, нержавеющая сталь Например, требования совместимости выбранных конструкционных материалов с литиевым теплоносителем могут отличаться от требова- ний, предъявляемых гелиевым или водяным теплоносителем. По-види- мому, Nb, V, Мо, сплавы титана и нержавеющие хромоникелевые стали удовлетворяют большинству исходных требований. 15.9. МАТЕРИАЛЫ ЗАМЕДЛИТЕЛЯ, ОТРАЖАТЕЛЯ И БЛАНКЕТА В ядерных реакторах деления замедлитель (реактора деления на тепло- вых нейтронах) и бланкет или зона воспроизводства (быстрого реак- тора) по своим функциям не могут быть совмещены. В термоядерном реакторе, например D—T-реакторе синтеза, материал может работать как замедлитель, отражатель и воспроизводящий материал одновременно. Например, жидкий литий-6, будучи легким элементом, может замедлять быстрые нейтроны синтеза [см. (15.16)], отражать их и, кроме того, поглощать, осуществляя реакцию воспроизводства (15.19) трития. Дру- гими словами, в D-Т-реакторе синтеза жидкий литий-6 может выпол- нять одновременно функции замедлителя, отражателя и воспроизводя- щего материала. Кроме того, в конструкциях ТЯР жидкий литий может служить теплоносителем. Далее, в случае гибридного реактора синтеза деления быстрые нейтроны синтеза могут быть поглощены сырьевым материалом, обедненным ураном или торием, что приведет к воспроиз- водству делящегося топлива. Основные материалы замедлителя, отра- жателя и бланкета термоядерного реактора и предъявляемые к ним ядерные требования представлены в табл. 15.6. 361
Таблица 15.6. Требуемые ядерные характеристики основные материалы замедлителя, отражателя и бланкета Компонент ТЯР Характеристика Материалы Замедлитель Отражатель Бланкет Высокое сечение рассеяния нейтронов Большая потеря энергии нейтроном при соударении, умеренное погло- щение нейтронов Воспроизводящий материал Большое сечение поглощения нейт- ронов Умеренное рассеяние нейтронов Н2О, С Li, LiF • BeF2, LiBeF4, Li2O Li, LiF -BcF2,Li2BeF4, Li2O 2 3 8 2 32 rp h 15.10. МАТЕРИАЛЫ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ И ЗАЩИТЫ Теплоноситель термоядерного реактора должен иметь высокую тепло- проводность, большую теплоемкость, низкую точку плавления, высокую температуру кипения, малую плотность, малую вязкость и не вызывать коррозии. Кроме того, теплоноситель должен быть совместим с конструк- ционными материалами, материалами труб и каналов термоядерного реактора. Исходные требования и основные материалы, которые могут быть выбраны в качестве теплоносителя, приведены в табл. 15.7. Теплоносители первичного контура охлаждения и вторичного контура в реакторе термоядерной электростанции будут различными. Материалы защиты для термоядерного реактора в соответствии с их назначением распадаются на следующие группы: 1) тяжелые и умеренно тяжелые элементы для поглощения т- и рентге- новского излучения и замедления быстрых нейтронов и ионов; 2) легкие элементы и водородсодержащие вещества для рассеяния и замедления нейтронов и ионов; Таблица 15.7. Общие требования и основные материалы теплоносителей термоядерных реакторов Требования Материал Высокие теплопередающие свойства, низкая точка плавления, высокая температура ки- пения Низкая плотность, малая мощность, требуемая для перекачки Малая наведенная радиоактивность Высокая термическая и радиационная стойкость Малая скорость коррозии, легкость и безопасность обращения Li, LiF • ВеГ2, Li2BeF4 ("флайб”) Не Н2О Н2О Н2О 362
Таблица 15.8. Общие требования и основные материалы защиты термоядерного реактора Общие требования Основные материалы Ослабление первичного 7- и рентгенов- ского излучения Защита с малой интенсивностью вторич- ного 7-излучения Замедление быстрых нейтронов и ионов Pb, Bi, W В, соединения бора, LiPb, Li2 BeF4 Fe, железная руда, борал (В-Al) Поглощение медленных ионов и тепло- вых нейтронов Бетон 3) легкие материалы, содержащие бор, для захвата нейтронов без образования вторичного 7-излучения. Наиболее распространенные материалы защиты для использования в термоядерном реакторе — это свинец, сталь, бетон, бор и водородсодер- жащие вещества для тепловой и биологической защиты (табл. 15.8). Многие материалы защиты, часто используемые в ядерных реакторах деления, можно с успехом применять в термоядерных реакторах. Если в термоядерном реакторе в качестве теплоносителя выбран жид- кометаллический литий, расплав соли Li2BeF4 или вода, их можно рас- сматривать в качестве легкого вещества защиты реактора. 15.11. МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ МАГНИТНОЙ СИСТЕМЫ И СИСТЕМЫ БЕЗОПАСНОСТИ В термоядерных реакторах с магнитным удержанием плазма удержи- вается в пределах тора магнитными полями — тороидальным и полои- дальным. Магнитные поля создаются электромагнитами, изготовленными из определенных проводящих материалов. Электромагниты можно разделить на обычные несверхпроводящие и магнитные системы с применением сверхпроводников. Несверхпроводящие магнитные системы уже используются в экспе- риментальных установках термоядерного синтеза1. Ожидается, что сверх- проводящие магнитные системы окажутся необходимыми для создания в будущем энергетического термоядерного реактора. Система безопасности термоядерных реакторов должна быть спро- ектирована с учетом необходимости обращения с тритием и его перера- ботки: Низкая плотность термоядерного топлива (плазмы) делает взры- вы невозможными, н поэтому для термоядерных реакторов характерна их безопасность. Однако локальная закупорка каналов теплоносителя, выход из строя насоса, электрические пробои во время работы могут повлиять на безопасность реактора. 1 В ИАЭ им. И. В. Курчатова на экспериментальном токамаке Т-7 сверхпровод- ники уже используются (Иванов Д. Конструкция установки токамак-7. Препринт ИАЭ-3413/7. М.: 1981. 31 с. - Прим. пер. 363
15.11.1. Несверхпроводящие магнитные системы. Охлаждаемые водой магнитные системы из меди позволяют получать высокие магнитные поля в больших токамаках и изготавливаются по хорошо разработанной существующей технологии. Основное их назначение — это надежное полу- чение постоянных и переменных магнитных полей для удержания плазмы в лабораторных экспериментах. Электрические свойства меди, общие свойства изоляторов и система водяного охлаждения сильно влияют на конструкцию несверхпроводящих магнитов. В дополнение к требова- ниям магнитных свойств магнитные обмотки токамаков должны быть механически самоподдерживающимися конструкциями, способными противостоять большим механическим нагрузкам и крутящему моменту, обусловленным магнитными полями. Оба аспекта необходимо учитывать при проектировании магнитных систем. Можно сравнить некоторые характеристики несверхпроводящих об- моток тороидального поля современных исследовательских токамаков, таких как JT-6O (Япония), PDX (Принстон, США), JET (Калэм, Велико- британия) и TFTR (Принстон, США) (табл. 15.9). Основные проектные характеристики установок приведены в табл. 15.10. Из табл. 15.9 и 15.10 видно, что основные проектные параметры и ожи- даемые условия работы магнитных систем на основе несверхпроводяших материалов более или менее сходны. 15.11.2. Сверхпроводящие магнитные системы. Потребление электро- энергии I2R и сам ток I в несверхпроводящих электромагнитах весьма велики (см. табл. 15.9). Применение их сильно удорожило бы производ- ство электроэнергии в термоядерных реакторах с такими системами. Экономическая значимость термоядерных реакторов зависит от воз- можности заблаговременной разработки больших сверхпроводящих маг- нитов. В последние годы были достигнуты значительные успехи в созда- нии сверхпроводящих магнитов для использования в ускорителях заря- женных частиц, например для магнитов пузырьковых камер. Однако для Таблица 15.9. Некоторые проектные характеристики несверхпроводящих обмоток тороидального поля установок Характеристики PLT PDX JET TETR Максимальный ток, А 42 800 43 700 (41-51) Ю6 73 000 Число катушек 18 20 32 20 Проводник Медь Медь Медь/серебро Медь Охлаждение Вода Деионизиро- ванная вода 11 °C Вода Вода Максимальная тем- О _ пература, С 100 25 71 33 Максимальная на- грузка в провод- нике, МПа 2,23 14 59 17,50 Масса одной ка- тушки, кг 5000 3300 12000 24,400 364
Таблица 15.10. Некоторые проектные параметры установок PLT, PDX, JET и TFTR Параметры PLT PDX JET TFTR Большой радиус, м 1,4 0,8 0,8 1,25 • 2,10 0,85 Малый радиус, м 0,44 0,78 1,2 • 2,05 0,82 Ток плазмы, кА 400 500 3000 2500 Магнитное поле по оси плазмы, Тл 4,96 2,35 2,70 5,20 Магнитное поле на 10,6 6,40 5,60 9,75 внутренних провод* никах обмоток то- роидального поля, Тл Температура плаз- мы, кэВ 6 8-10 5 5 Р и с. 15.15. Схема конструкции D-обраэ- ной катушки тороидального поля использования в термоядерных реак- торах потребуется дальнейшее продви- жение в области технической сверх- проводимости . На рис. 15.15 [23] показана одна из ранних концептуальных конструк- ций сверхпроводящей катушки торо- идального поля D-образной формы для проекта термоядерного реак- тора UWMAK-1. D-образная фор- ма катушек выбрана для того, чтобы обеспечить постоянное механи- ческое натяжение по обводу катушки тороидального поля. Катушки то- роидального поля UWMAK-1 состоят из 34 дисковых катушек в каждом магните; каждая катушка имеет по 30 сверхпроводников из NbTi с каж- дой стороны стального диска, залитых в эпоксидной смоле. Другими сло- вами, конструкция катушки включает в себя 34 диска из нержавеющей стали с 60 проводниками медной матрицы, помещенными в эпоксидную смолу на стальные диски по 30 с каждой стороны с переменной площадью поперечного сечения. Кроме того, между стальными дисками имеются изоляционные прокладки из гетинакса, образующие пространство для каналов теплоносителя (жидкого гелия). Каналы имеют переменное се- чение в соответствии с изменением сечения проводников медной матри- цы в зависимости от их расположения на стальном диске (рис. 15.16). В катушках тороидального поля расположены тысячи слоев сверхпро- водников из NbTi с проводниками-стабилизаторами из меди. 365
Таблица 15.11. Сравнение сверхпроводящих катушек трех типов Параметры конструкции General Dynamics General Electric Westinghouse Размер отверстия (про- 23-3,5 23-33 2,5 • 3,5 ектный), м Максимальное поле 8 8 8 (проектное), Тл Ампер-витки, 106 6,65 6,98 7,36 Ток проводника, кА 10,20 10,45 16 Материал проводника NbTi NbTi Nb3Sn Гелиевое охлаждение Выкипание Выкипание Закритический при 4,2 К при 4,2 К принудительный Конструкционный Нержавеющая Нержавеющая поток при 4-6 К Сплав материал сталь 304L сталь 316LN 2219-ТВ7А1 В США существуют три программы разработки и исследования боль- ших сверхпроводящих катушек. Сравнение трех соответствующих кон- струкций приведено в табл. 15.11 [24,25]. Конструкция катушки фирмы General Dynamics (рис. 15.17) состоит из сверхпроводящего кабеля NbTi, впаянного в медный прямоугольный стабилизирующий стержень с канавками [24]. Этот сложный проводник слоями навит на катушку. Используются три типа проводника, отличаю- щиеся одновременно измененными размерами медного стабилизатора и сверхпроводящего кабеля. Щеки и бобина катушки сварены из нержа- веющей стали 304L, не содержащей азот. Проводник охлаждают выки- пающим гелием при температуре 4,2 К и давлении 0,1 МПа. Конструкция катушки фирмы General Electric (рис. 15.17, б) пред- ставляет собой проводник, включающий в себя сверхпроводящие провод- ники из NbTi, навитые на сердечник прямоугольного сечения из меди [25]. Такой сложный проводник навит в плоские диски. Щеки и бобина такой катушки изготовлены из нержавеющей стали 316LN и скреплены болтами. Проводник охлаждают гелием при 4,2 К и давлении 0,1 МПа, выкипающим в окружающее пространство. Катушка фирмы Westinghouse использует проводник из сверхпрово- дящего кабеля Nbs Sn в трубе [26]. Композитный проводник соединя- ется в обработанные пластины из сплава 2219-Т87А1. Пластины привинчи- ваются друг к другу и образуют катушку. Проводник принудительно охлаждают закритическим гелием при температуре 4—6 К и давлении 1 МПа, проходящим через пространства между жилами кабеля и трубой, как это показано на рис. 15.17, в. Можно ожидать, что все три конструкции исходных сверхпроводящих катушек значительно изменятся (при сохранении основного принципа) после их испытания в тороидальных или линейных установках термо- ядерного синтеза. Существует 26 элементов и более 1000 соединений и в особенности сплавов, обнаруживающих явление сверхпроводимости в лабораторных 366
Рис. 15.16. Поперечный разрез диска D-образной катушки тороидального поля с переменным поперечным сечением (все размеры - в сантиметрах) : 1 — несущий диск из нержавеющей стали D-образной катушки тороидального магнитного поля; 2 - диск из нержавеющей стали; 3 — изоляционная прокладка из микарта; 4 - внутренний виток (высокое поле); 5 - плоская выемка по дли- не и ширине проводника; 6 — седьмой виток; 7 — плоская выемка по ширине про- водника; 8 - внешний виток (малое поле) условиях [27]. Сверхпроводимость сильно зависит от напряженности магнитного поля. Каждый сверхпроводник обладает критическим магнит- ным полем, выше которого он становится обычным проводником. Это критическое поле зависит от температуры. Для данной температуры, например для температуры жидкого гелия 4,2 К, сверхпроводимость определяется в основном рабочим магнитным полем. В настоящее время подходящими по стоимости являются только два сверхпроводящих интерметаллических соединения: NbTi и Nb3Sn. В конструкциях сверх- проводящих магнитов NbTi можно использовать вплоть до магнитного поля, равного 8-10 Тл, a Nb3Sn — до приблизительно 18 Тл. Экспери- менты показывают, что сверхпроводящие магнитные системы в термо- ядерных реакторах с зажиганием должны накапливать энергию около 10s МДж при максимальном магнитном поле 8-16 Тл. Таким условиям могут удовлетворять сверхпроводники NbTi и Nb3Sn. IS.113. Материалы системы безопасности. Система безопасности тер- моядерного реактора, использующего для получения энергии D-T-pe- акцию, должна учитывать в первую очередь: 1) систему обращения с три- тием и его переработку, 2) возможность аварии с утечкой или снижением 367
1 2 Рис. 15.17. Три различные конструкции сверхпроводящих катушек для больших магнитов фирм: General Dynamics (л), General Electric (б) и Westinghouse (в): 1 - межслойная изоляция для сверхпроводящей катушки из NbTi; 2 - меж- вигковая изоляция; 3 - сетчатая изоляция; 4 - основная изоляция; 5 — путь по- тока жидкого гелия; 6 - сверхпроводящий кабель из NbTi с припоем; 7 — мед- ный стабилизатор; 8 — проволоки из сверхпроводника; 9 - прямоугольный мед- ный сердечник; 10 - медный стабилизатор; 111 - канал охлаждения; 12 - поток жидкого гелия; 13 - композитный сверхпроводник; /4-11 жгутов; 15 — сверх- проводящий кабель из изолированных проволок (3-3-3-3-7) в трубе квадратного сечения; 16 - труба из нержавеющей стали; 17 - в центральной группе только медный стабилизатор; 18 - композитные проволоки Nb3Sn/Cu потока теплоносителя; 3) электрический пробой в магнитной системе во время работы или выход из строя проводника. Безопасность обращения, влияние на окружающую среду для проекти- руемых сегодня термоядерных энергетических реакторов с использова- нием D—Т-цикла (безразлично магнитного или инерциального удержа- ния) будет зависеть в основном от способности удерживать тритий и работать с ним в реакторном помещении таким образом, чтобы расходо- вание трития осуществлялось безопасно и экономно. Отправными пунк- тами для проектирования технологических систем обращения с тритием и безопасности можно считать материаловедение и безопасную работу и переработку топлива. На сегодняшней стадии материаловедческие вопросы и безопасная работа с тритием являются предметом научных исследований и технологических предложений. Вопросы переработки топлива после воспроизводства трития из сырьевого материала в термо- ядерном реакторе станут предметом разработки, когда это понадобится. Оценка состояния уровня научных исследований и технологии должна основываться на рассмотрении достижений в исследовании ис- 368
Таблица 15.12. Система аварийной защиты дейтерий-тритиевого термоядерного реактора Возможная авария Система аварийной защиты Материалы и оборудование Тритиевое загряз- нение Утрата теплоно- сителя Электрический пробой Система дистанцион- ного управления и работы Система аварийного охлаждения реактора Периодическая про- верка, система обна- ружения неисправ- ностей Конструкционные материалы и датчики Система аварийного охлаждения реактора и жидкие Не и Аг Периодическая проверка и система обнаружения неисправностей, про- водящие и изоляционные материа- лы высокого качества ходных материалов, их поведении и работе систем безопасности в присут- ствии дейтерия, трития и гелия. При этом особое внимание должно уде- ляться эффектам, связанным с радиоактивностью трития (период полу- распада 12,6 года). Важными явлениями, которые должны быть рассмот- рены при любых условиях, когда приходится работать со значительными количествами трития при повышенных температурах и давлениях, сле- дует считать его проникающую способность, растворение, поглощение, десорбцию, накопление и загрязнение радиоактивным тритием. Основной задачей системы безопасности при обращении с тритием является пред- отвращение тритневого загрязнения при дистанционном контроле его количеств. В ядерном реакторе деления главная забота системы безопасности - это меры при аварии с утечкой, или снижением потока теплоносителя в активной эоне. В дейтерий-тритиевом термоядерном реакторе такой за- ботой является возможность потерь теплоносителя в бланкете. В реак- торе деления, например в легководном, системой безопасности служит система аварийного охлаждения активной эоны, предотвращающая пере- грев. В термоядерном реакторе с аналогичной системой безопасности может быть устройство для аварийного охлаждения реактора, например, жидким гелием или аргоном. При этом учитывается, что в случае любой местной закупорки каналов теплоносителя (или при выходе из строя аварийных насосов и клапанов) в секции бланкета, охлаждаемой жидким металлом, литий или LiF BeF2 совместимы с инертными жидкими ар- гоном и гелием. Электрические пробои во время работы реактора или разрыв провод- ников (механический или электрический) нарушат нормальную работу сверхпроводящих магнитов, что, в свою очередь, приведет к распаду плазменной структуры и ’’выключит” реактор автоматически. Для того чтобы предотвратить такую аварию, нужно постоянно следить за ис- правностью проводников и изоляции. В соответствии с проведенным выше анализом тритневого загрязне- ния, потери теплоносителя или электрических пробоев в табл. 15.12 приведена система мер безопасности термоядерного реактора. 369
15.12. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ПЛАЗМЫ С ПЕРВОЙ СТЕНКОЙ Первая стенка вакуумной камеры термоядерного реактора непосред- ственно соседствует с плазмой — ядерным топливом термоядерного реактора. Поэтому при работе реактора плазма и внутренняя поверх- ность первой стенки взаимодействуют, что может приводить к сильному изменению ядерных и физических свойств плазмы и физических, тепло- вых и механических свойств материала первой стенки. Плазма и первая стенка влияют друг на друга. Главные аспекты влияния плазмы на первую стенку — это: 1) проник- новение, накопление и диффузия ионов дейтерия и трития в материале первой стенки; 2) радиационное повреждение, распыление и блистеринг поверхности при ионном соударении, захвате и отражении; 3) выделе- ние энергии на поверхности эа счет заряженных частиц и у-излучения, 4) образование гелия, охрупчивание, возникновение пузырей за счет протекания ядерных реакций (л, а) на нейтронах синтеза, а также ра- диационное распухание, 5) термические, радиационные и механические напряжения и деформация в материале [28]1. Главное влияние материала первой стенки на плазму обнаруживается в том, что распыление материала, блистеринг, испарение вносят примеси в плазму; примеси материала стенки уменьшают эффективность нагре- ва плазмы, изменяя ее эффективный заряд Z3$. Эффекты взаимодействия плазмы со стенкой усложняют исследование плазмы и затрудняют разработку термоядерного реактора. 15.13. СОВМЕСТИМОСТЬ МАТЕРИАЛОВ ПЕРВОЙ СТЕНКИ И ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ БЛАНКЕТА Возможными конструкционными материалами первой стенки считают аустенитные нержавеющие стали, никелевые сплавы, сплавы ниобия, ванадиевые сплавы и сплавы титана, а также комбинации нержавеющих сталей со сплавами ниобия и нержавеющих сталей с ванадиевыми спла- вами (см. табл. 15.6). Теплоносителями в бланкете могут быть литий, эвтектический сплав лития со свинцом, расплавы солей LiF • BeF2 или Li2BeF4. Воспроизводящие материалы бланкета Li2O, LiAl, LiA102 и Li7Pb2 являются твердыми, так как имеют высокую точку плавления. Конструкция первой стенки и бланкета может быть либо единой, либо разборной; каждая имеет свои достоинства и недостатки (рис. 15.18)1 2. 1 Анализ условий работы материалов первой стенки материалов ТЯР на основе токамака проведен в работе Орлова В. В. и Альтовского И. В. Условия работы материалов первой стенки термоядерных реакторов, ВАНТ. Сер. ФРП и М. 1981, N* 1 (15), с. 9-16. -Прим. пер. 2 Автор рассматривает чистые (не гибридные) реакторы, к которым относится и советский проект реактора ТВЭ-2500 (Васильев Я. Н., Лукаш В. Э., Недоспа- сов А. В. и др.: Термоядерная электростанция с высокотемпературным реактором типа токамак. Докл. Всесоюзной конференции по инженерным проблемам термо- ядерных реакторов (Ленинград, 28-30 июня 1977 г.). Т. 1, Ленинград, НИИЭФА, 1977. - Прим. пер. 370
Радиационная защита и изоляция Магнитные катушки и криогенная зона Высокий вакуум Теплоноситель, замедлитель и~ воспроизводящий " материал (литии или, например, 1л2 Be Е(|) Плазма. Биологическая и тепловая защита Рис. 15.18. Схем* устройства термоядерного реактора с системой каналов охлаж- дения за первой стенкой —Зона теплоносителя, воспроизводства теп- ла и замедлителя Канал или система труд теплоносителя Первая стенка Экран, диафрагма или лимитер Совместимость материалов первой стенки с теплоносителем опреде- ляется ядерными, тепловыми, механическими и коррозионными явления- ми. Поскольку ядерные, тепловые и механические свойства материалов первой стенки, теплоносителя и воспроизводящего материала обычно согласованы в результате физического рассмотрения, совместимость поч- ти всегда зависит от эффектов коррозии аналогично совместимости ма- териалов оболочки и конструкций, теплоносителя и теплопередающих материалов радионуклидных генераторов. В качестве предельно допус- тимой скорости коррозии при взаимодействии материала первой стенки и теплоносителя, являющегося одновременно и воспроизводящим материалом (Li или Li2BeF4), или при взаимодействии материала пер- вой стенки, теплоносителя и воспроизводящего материала (разные ма- териалы, например, Li или Li2O) обычно принимают 2,5 • 10~3 мм/день (около 1 мм/год). Скорость коррозии включает окисление, химические реакции и радиационную коррозию. Перспективными теплоносителями и воспроизводящими материалами термоядерного энергетического реактора на D—Т-реакции являются жид- кий литий и расплавленные соли лития, например Li2BeF4. Серьезные данные о коррозии в литии имеются лишь для сплавов на основе ниобия или тантала. Для нержавеющей стали, сплавов никеля и ванадия инфор- мация недостаточна. Однако опыт работы быстрых реакторов-размно- жителей с жидкометаллическим теплоносителем представляет широкие сведения о коррозии нержавеющей стали в жидком натрии. Если принять в качестве допустимой скорости коррозии материала первой стенки, теплоносителя и воспроизводящего материала в жидком литии или расплаве литийсодержащих солей значение 1 мм в год, то оце- ночные температурные интервалы работы материалов первой стенки со- ответствуют условиям работы термоядерных реакторов, приведенным в табл. 15.13. Хотя повышение рабочей температуры и приводит к увеличению теп- лового коэффициента полезного действия термоядерной электростан- 371
Таблица 15.13. Температурные области совместимости материалов перво* стенки, теплоносителе* и восщюизводящих материалов Материал первой стенки Теплоноситель или воспро- изводящий материал Интервал температур, °C Нержавеющая сталь Жидкий натрий 500-620 Никелевые сплавы Жидкий литий 500-650 Сплавы ниобия Расплав LiF • BeF2 600-1000 Ошавы ванадия L^BeF^ 600-700 Сплавы титана LijO (тв.), вода 650-750 дни, полная скорость коррозии возрастает при этом за счет ужесточения радиационной обстановки настолько, что материалы первой стенки, теп- лоноситель и воспроизводящий материал перестают быть совместимы- ми. Это указывает на необходимость точного выбора интервала рабочих температур. 15.14. ТЕПЛОВЫЕ ЭФФЕКТЫ В МАТЕРИАЛЕ ПЕРВОЙ СТЕНКИ Материал первой стенки энергетического термоядерного реактора может испытывать тепловые удары и усталость при термоциклировании [28,29]. Вообще говоря, тепловые удары происходят во многих практических случаях, когда твердое тело (или конструкция) претерпевает быстрое изменение температуры из-за изменения внешних условий или состояния внутренних тепловых источников. Тепловой удар сопровождается пере- ходным процессом быстрого изменения температуры поверхности или распределения напряжений около поверхности в материале конструк- ции. Термоциклирование, вызванное кинетическими процессами в ядер- иых реакторах, присуще реакторам деления и синтеза с пульсирующим режимом работы. Фактически как устройства с магнитным удержанием, так и замкнутые инерциальные установки на первых порах будут, види- мо, работать как импульсные термоядерные энергетические реакторы, в которых первая стенка будет испытывать тепловые удары и термоцик- лирование. В результате материал будет подвергаться механической усталости и растрескиванию при периодических сменах радиационной и тепловой нагрузки. На основании анализа экспериментальных данных для многих кон- струкционных материалов, например по опыту работы нержавеющих сталей и сплавов титана в космических установках, для теплового удара может быть установлено эмпирическое соотношение [29] между макси- мальным нормированным напряжением1 (an)max и числом Био * V 1 Здесь (On)max = d - F) /£>«(7о)тах , где - прочность материала; V - коэффициент Пуассона; Ег - приведенный модуль Юнга; а — коэффициент теплового расширения при максимальной температуре (7o)max- Величина (^i)max ~ безразмерная. - Прим. пер. 372
= Lh/k: - -Г* (152,) где ап — отношение поверхностного механического напряжения к средне- му термическому напряжению; L — характерная длина1 (толщина пер- вой стенки); h — коэффициент теплопередачи; к — теплопроводность материала стенки. На рис. 15.19 показана зависимость обратного мак- симального нормированного напряжения от обратного числа Био для теплового удара конструкционных материалов. Эмпирическая кривая, удовлетворяющая экспериментальным данным, хорошо аппроксимиру- ется прямой линией. Для оценки и анализа термической циклической усталости конструк- ции первой стенки важно соотношение между амплитудой напряжения До или деформации Де, пределом усталости аи и числом циклов до раз- рушения Nf. Из экспериментов по термоциклированию конструкцион- ных материалов установлено полуэмпирическое соотношение [29] . ~ (1-ЮДо _ 2(1-Юои де «-------------------------- + Ег Ег + (т/М)~п^-112п, (15.22) Er J где Ег — приведенный или эффективный модуль упругости материала при повышенной температуре; v — коэффициент Пуассона; М пропор- ционально модулю упругости материала; т — константа; п — целое чис- ло. На рис. 15.20 приведена зависимость эффективной деформации от числа циклов Nj, полученная в экспериментах по термоциклической уста- лости тонкостенных труб и цилиндров. Образцы были изготовлены из инконеля (сплав на основе никеля) и испытаны при 815 °C при комбини- рованных осевых нагрузках, внутреннем давлении и кручении. На рис. 15.21 показаны аналогичные кривые зависимости полной амплитуды деформации (сумма упругой и пластической деформаций) от цикличе- ской долговечности, полученные в экспериментах на сплаве инколой-800 и нержавеющей стали 304, нагруженных при 650 °C с учетом влияния времени выдержки под напряжением. Видно, что рост времени выдержки и сложное нагружение уменьшают амплитуду напряжения и число циклов нагружения до разрушения. Для первой стенки термоядерного энергетического реактора с пульси- рующим режимом работы характерна возможность одновременно тепло- вых ударов и термоциклирования. Если частоты и фазы тепловых уда- ров и термоциклирования совпадают или кратны, то возможно явление, похожее на резонанс, в результате которого возникает весьма серьезная ситуация комбинированного действия теплового удара и термоциклиро- вания, которая может привести к усилению и ускорению термоцикличе- 1 Стенка предполагается цилиндрической. - Прим. пер. 373
10 Число циклов во разрушения Nf — 1 Рис. 15.19. Соотношение между обратным безразмерным напряжением (ffn) щах и обратным числом Био для теплового удара Рис. 15.20. Зависимость эффективной полной амплитуш деформации Де от цик- лической долговечности образцов из инконеля при 815 °C для одноосных и слож- нонапряженных нагружений. Штриховая кривая - теоретическая кривая усталос- ти при кручении: О - усталость при одноосном напряжении; А - усталость при кручении; Д - ус- талость трубчатых образцов под давлением, циклирование в осевом направлении, разрушение перпендикулярно осевому напряжению; • — усталость трубчатых об- разцов под давлением, циклирование в осевом направлении, разрушение перпенди- кулярно касательному надряжению Рис. 15.21. Сравнение одноосной и сложнонапря- женной усталости инко- лоя-800 (•) и нержавею- щей стали 304 (А) при 650 °C для разных вре- мен выдержки: 1 - одноосное нагру- жение; 2 - сложнонапря- женное нагружение ской усталости и растрескиванию материала первой стенки. По теории усталостного растрескивания сдвиговые напряжения приводят к трещино- обраэованию. Возникающие максимальные главные напряжения опреде- ляют распространение трещин в плоскостях, перпендикулярных глав- ным напряжениям [29]. 15.15. ВЛИЯНИЕ ОБЛУЧЕНИЯ НА МАТЕРИАЛЫ ПЕРВОЙ СТЕНКИ В результате облучения первой стенки термоядерного реактора ее материал будет испытывать явления радиационного распухания и радиа- ционной ползучести [28-30]. Радиационное распухание есть размерная 374
(объемная) неустойчивость материала, обусловленная возникновением в нем пустот (пор), газонаполненных пузырей и скоплением инертных газов, в основном гелия. Быстрые нейтроны, возникающие при реакции D—Т [см. (15.17)], могут инициировать реакции (и, я), (п, па) и (и, 2л') на ядрах элементов материала первой стенки. Например, воз- можны реакции S8Ni(n, т)5’ЬИ(л, a)S6Fe, S0Cr(n, y)slCr(n, a)4’Ti, ssFe(n, y)S6Fe(n, a)S3Cr и т. п. В результате нейтронного облучения в материале возникают продукты ядерных реакций, образуется гелий, протекают диффузионные процессы. В кристалле образуются дефекты, поры, скопления газа и пузырей, наблюдается радиационное распуха- ние. В поле интенсивного излучения под действием температурных ус- ловий и нейтронного облучения наблюдается явление радиационной ползучести. Ядерное излучение, являющееся причиной радиационной ползучести, приводит к радиационному упрочнению и охрупчиванию, при которых твердость и механическая прочность растут, уменьшается пластичность, и к образованию ядерных трансмутантов и гелия за счет распада трития, которые, диффундируя в материале первой стенки, способствуют ее ускоренному формоизменению. При этом скорость ползучести растет. Эксперимент подтверждает, что скорость ползуче- сти увеличивается при радиационном распухании1. Таким образом, взаимодействие ползучести и распухания усложняет процессы, проте- кающие в материале первой стенки. На рис. 15.22 показаны результаты облучения холоднообработанной нержавеющей стали 316 быстрыми нейтронами. Хотя разные образцы были изготовлены и испытаны в разных лабораториях, температуры облучения, при которых наблюдается максимальное распухание, доволь- но близки. Сами изменения объема материала также близки. Были проведены эксперименты, направленные на подавление радиа- ционного распухания конструкционных материалов с помощью леги- рования такими элементами, как С, Si, N, Р, Мо и т. п. Поскольку Ni и Сг являются основными составляющими нержавеющих сталей, ни- келевых и специальных сплавов, были проведены эксперименты (рис. 15.23) по подавлению радиационного распухания высокочистых никеля и хрома добавлением в раствор углерода. Интервал температур облучения (0,3 — 0,5) Тпл в исследовательском реакторе выбран с уче- том температурной зависимости растворимости углерода в никеле и хроме для получения более точных результатов. На рис. 15.24 показаны аналогичные кривые подавления радиационного распухания холодно- обработанной стали 316 при различных содержаниях углерода для трех температурных областей облучения: 400-450, 480-530 и 550-600 °C. Из рисунка можно сделать вывод, что эффективность подавления радиационного распухания зависит в определенной мере от температуры облучения и содержания углерода в растворе. Полного подавления обра- 1 О связи радиационной ползучести и распухания см. работу Garner Е. A., J. Nucl. Mater. 1985, vol. 133-134, р. 113. - Прим. пер. 375
Содержание углерода,, 10~¥ % Р с. 15.22. Радиационное распухание холоднодеформированной нержавеющей стали 316 при облучении быстрыми нейтронами: 1 -(8-9)-1022 нейгр./см2 (США); 2 - 8-Ю22 нейтр./см2 (Великобритания); 3- 8-1012 иейгр^см2 (Франция) Рис. 15.23. Зависимость радиационного распухания высокочистых никеля (7) при 710 °C и флюенсе 9-1019 нейтр./см2 (£>0,1 МэВ) и хрома (2) при 650 С и флюенсе 2-102” нейтр./см2 (Е > 0,1 МэВ) от массового содержания углерода в твердом растворе Рис. 15.24. Зависимость радиационного распухания нержавеющей стали 316 при флюенсе 2,65-1022 нейгр./см2 (К > 0,1 МэВ) от массового содержания углерода при различных температурах: 1 - 400-450 °C; 2 - 480-530 °C; 3 - 550-600 °C Рис. 15.25. Зависимость полного удлинения сплава И — 15 V - 5 Ст без гелия (7) и с 2,5-10"э% Не (2) от температуры испытания до и после облучения до фтоенса Sfi • 1022 нейтр./см2 (Е >0,1 МэВ) зования пор и радиационного распухания не удалось достигнуть ни для высокочистых хрома и никеля, ни для нержавеющей стали1. На рис. 15.25 показано полное удлинение до разрушения при уста- новившейся ползучести облученных и необлученных цилиндрических образцов сплава Ti-15V-5Cr для первой стенки при наличии гелия и без 1 Феноменология распухания описана в работе Wolfer W. G., J. Nucl Mater., 1984, vol 122-123, p. 367 - 378; Распухание аустенитных нержавеющих сталей - Branunan J. I. Dimens. Stab, and Meeh. Behav. Irrad. Metals and Alloys. Proc. Conf. Brighton, 11-13 Apr., 1983, vol. 2. London, 1984. P. 35-39. -Ярим. nep. 376
Рис. 15.26. Зависимость наименьшей скорости ползучести емнн от напряжения ползучести а облученной (7, 3, 5) и необ- лученной (2, 4, 6) стали 316 при 600 и 650 °C: 1-4 — облучение до флюенса 8-1021 нейгр./см1 2 * *, Е > 0,1 МэВ; 5, 6 - облучение до флюенса 5-1021 нейгр./см2, Е >0,1 МэВ него в зависимости от температуры испытания. Видно, что пластич- ность титанового сплава уменьшается с облучением и содержанием ге- лия, являющегося одной из причин радиационного распухания и гелие- вого охрупчивания. Связь между напряжением и скоростью ползучести облученной и не- облученной нержавеющей стали 316 при разных температурах облучения (600 и 650 °C) и разных флюенсах быстрых нейтронов (5 1021 и 8 X X 1021) показана на рис. 15.26. Облученные образцы характеризуются относительно высокими напряжениями ползучести, короткими време- нами до разрушения, быстрым установлением минимальной скорости ползучести, обусловленными соответственно влиянием образования гелия, радиационным распуханием и снижением пластичности (радиа- ционным упрочнением). 15.16. ПРЕДПОЛАГАЕМЫЕ МАТЕРИАЛЫ ПЕРВОЙ СТЕНКИ, ЕЕ ГЕОМЕТРИЯ И УСЛОВИЯ РАБОТЫ Ниже перечислены условия работы материалов первой стенки в D—Т-реакторе. 1. Плотность потока быстрых нейтронов 5 • 1014 - 5 • 1015, плотность потоков ионов (изотопы водорода, гелий) 5 • 1014 —5 • 1015 см-2 X X с 2. Плотность потока энергии ядерного излучения2, проходящего через первую стенку, 1-10 МВт/м2. 3. Рабочая температура первой стенки определяется конструкцией ТЯРи материалом. 4. Высокий вакуум (до 1(Г6 Па) в вакуумной камере. 5. Радиационное распыление, блистеринг и эрозия поверхности пер- вой стенки, приводящие к загрязнению плазмы и уменьшению толщины первой стенки. 6. Ядерные превращения, образование радионуклидов, гелия, проник- новение трития через стенку, радиоактивный распад, тепло радиоактив- ного распада. 1 При нейтронной нагрузке (см. ниже) 1 МВт/м2 плотность потока ионов со- ставляет около 3 • 10*6 см-2 - с-1. - Прим. пер. 2 Большинство концептуальных проектов ТЯР рассчитаны на нейтронную на- грузку 1-5 МВт/м . Нейтронная нагрузка - мощность, выносимая нейтронами с энергией 14 МэВ через единицу поверхности первой стенки. - Прим. пер. 14 — Зак. 702 377
7. Тепловое расширение, тепловые удары, термоциклирование (осо- бенно с большим периодом), усталость и растрескивание. 8. Радиационное распухание, гелиевое охрупчивание. 9. Радиационная ползучесть, рост предела текучести и прочности, уменьшение пластичности при радиационном упрочнении и наработке изотопов — примесей. 10. Усиленное окисление и радиационная коррозия в условиях интен- сивного облучения, приводящие к усталостному растрескиванию и кор- розии под напряжением внутренней и внешней поверхности первой стенки. Наиболее вероятная геометрия первой стенки ТЯР аналогична гео- метрии сегодняшних лабораторных плазменных экспериментальных установок: круговой тор (замкнутая система реактора); линейный круговой цилиндр (открытая система реактора); комбинация кругового тора и линейного цилиндра (рейстрек), составной тор; некруговой то- роидальный цилиндр, линейный или составной. Внутренний диаметр (2-6 м) и толщина (1-3 см) первой стенки зависят главным образом от размера реактора, материала стенки, способа снятия тепла, материалов теплоносителя и воспроизводящего материала (жидкий литий, расплавы солей и т. д.). Выбор наиболее вероятного материала первой стенки ТЯР среди канди- датных конструкционных материалов (см. § 15.8) есть компромисс требований к важным ядерным, физическим, тепловым и механическим свойствам материала, к удовлетворению условий безопасности и эконо- мики. Последние условия могут играть существенную роль при выборе материала конструкции ТЯР точно так же, как это бывает и при созда- нии других конструкций. Исходя из условий работы материалов первой стенки ТЯР с исполь- зованием D-T-реакции, можно предложить следующие требования к ним: 1) способность противостоять интенсивным потокам быстрых нейт- ронов и потокам ионов, падающих на первую стенку; 2) малое сечение захвата нейтронов; 3) низкая скорость наработки*трансмутантов (в особенности гелия); 4) низкая скорость наработки радиоактивности, малое тепловыделе- ние за счет радиоактивного распада; 5) малое время выделения энергии радиоактивного распада; 6) малая интенсивность изомерных переходов и низкая энергия распада; 7) невысокие скорости распыления, блистеринга и эрозии поверх- ности; 8) низкие пропускание, растворимость и коэффициент диффузии дей- терия, трития и гелия; 9) малые скорости радиационного распухания и ползучести; 10) высокая температура плавления и отсутствие фазовых переходов в области рабочих температур; 11) небольшой коэффициент теплового расширения; 12) высокие тепло- и температуропроводность; 378
13) высокая механическая прочность и пластичность; 14) высокое сопротивление коррозии; 15) легкость изготовления и обработки; 16) высокая тепловая и радиационная устойчивость, стабильность работы, надежность и безопасность. 17) доступность (распространенность) и низкая стоимость. В табл. 15.14 для некоторых элементов, входящих в состав сплавов первой стенки D—Т ТЯР, приведены их ядерные и нейтронные характе- Та блица 15.14. Ядерные характеристики изотопов, важных для первой стенки ТЯР элементов Эле- мент Сечение захвата нейтро- нов Образо- вание радио- нукли- дов Испус- каемые части- цы Время по- лураспа- да частиц Время вы- деления теплоты распада Скорость выделения теплоты распада V Велико 52у <з 3,75 мин Очень мало Очень велика 5 Зу 13 2,0 мин Ti н slTi 13 5,79 мин То же То же Ni н 63 Ni 13 92 года Велико Мала 65 Ni <з 2,56 ч Сг н slCr 7 27,8 дня Умеренно Умеренна Fe Умеренно S9Fe 13 45,6 дня ft н Таблица 15.15. Сравнение некоторых свойств материалов первой стенки Свойство Nb Мо V Ti Fe-Cr-Ni- сплав Скорость радиацион- ного распухания Мала Мала Мала Мала Умеренна Выделение тепла радиоактивного распада Велико Умеренно W Мало Умеренно Точка плавле- ния, С 1947 2617 1490 1725 Около 1500 Теплопроводность Велика Велика Велика Велика Умеренна Температуропро- водность п ft W п Тепловое расши- рение Мало Мало Умеренно Умеренно Умеренно Механическая прочность Умеренна Велика Велика Велика Велика Пластичность Низка Умеренна Умеренна Умеренна Высока Сопротивление коррозии Велико Велико Низко Умеренно Велико Скорость распы- ления Мала 1! Мала Умеренна н Диффузия трития и гелия Велика Мала Очень велика Велика Мала 14* 379
ристики. Среди этих элементов ниобий и цирконий имеют самое низкое сечение захвата нейтронов, однако для них времена полураспада и выде- ления энергии при распаде весьма велики. Большое время затухания радиоактивности может привести к высоким скоростям нагрева пер- вой стенки даже по истечении значительных времен после ее работы. Ниобий, молибден и ванадий с очень большой вероятностью можно использовать в качестве основных легирующих элементов материалов первой стенки или основных материалов сплава. Они характеризуются невысоким радиационным распуханием (около 2,5%) при флюенсах 3,5 • 1022 - 8,5 1022 нейтр./см2 (Е > 0,1 МэВ). На основании много- численных экспериментальных данных можно сделать вывод, что мак- симум распухания у ниобия наблюдается около 800 °C, у молибде- на - около 850-900 °C, у ванадия - около 550 °C. Исключая цирко- ний, ниобий имеет наилучшее сечение захвата нейтронов среди остальных кандидатных материалов. Молибден меньше всех распухает при темпе- ратуре ниже 600 °C. Однако для молибдена уровень наведенной радио- активности, накопление тепла радиоактивного распада и биологическая опасность на три-четыре порядка выше, чем для ванадия. С точки зрения легкости изготовления и обработки (в основном по механической об- работке и сварке), по опыту работы, надежности, доступности и низкой стоимости нержавеющие стали или сплавы титана являются перспектив- ными материалами. В табл. 15.15 для сравнения приведены некоторые ядерные, физиче- ские, тепловые и механические свойства кандидатных материалов первой стенки. Проведенный анализ показывает, что идеального материала первой стенки, удовлетворяющего всем условиям работы и требованиям кон- струкции ТЯР с реакцией D—Т, не существует. Следовательно, выбор материала первой стенки должен быть результатом компромисса.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ Глава 1 1 Ма, В М , “Some General Considerations on Nuclear Power Plant Startup, Operation and Economics,” Proc Am Power Conf 27,122-28 (1975) 2 Glasstone, S , and Sesonske. A “Nuclear Reactor Engineering,” D Van Nostrand Co . 1963 3 US AEC Report TID-7025 (1962) 4 Proc , 1st U N Conf. (1955), 2nd U N. Conf (1958), 3rd Conf (1964), 4th Conf (1970), For Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva 5 “World List of Nuclear Power Plants," Nuclear News, ANS, 22(2), 59-77 (1979) 6 Glasstone, S., and Loveberg, R H , “Controlled Thermonuclear Reactions," D Van Nos- trand Co, 1960 7 Proc. 7th International Conference, Plasma Physics and Controlled Nuclear Fusion Res (1979) 8 Corliss, W R , and Harvey, G , “Radioisotopic Power Generation,” Prentice-Hall Publish- ing Co., 1964 9 de Boishblanc, D R , et al, U.S. AEC Reports IDO-16666 (1960) 10 Freund, G A , et al, Proc 2nd U N. Conf (1958),-3rd U N Conf (1964) 11 . Armstrong, R H., and Keiber, C N , Nucleonics. 15 (3), 62 (1957) 12 . Koutz, S L., et al, Proc 2nd U N Conf, Geneva, 10, 282 (1958), Nucleonics 16 (8), 116 (1958). 13 . Biehl, A T, et al, Nucleonics, 14(9), 100(1956) 14 . Biehl, A T, et al, Proc , 2nd U N. Conf., Geneva, 10, 268 (1958) 15 Nucleonics 14(12), 510-532 (1956), Proc 2nd U N Conf, Geneva, 8, 416-78 (1958) 16 . Moore, R V., et al., Proc 2nd U.N Conf., Geneva, 9, 104 (1958) 17 High Temperature Gas-Cooled Civilian Power Reactor Conference, U S AEC Report TID- 7611 (1961). 18 . Nuclear Engineering & Design, Special Issue, 26 (1), 1974. 19 U.S AEC Reports TID-8413 (1959), T1D-85I8 (1960) (Books 1-5 ) 20 . Kramer, A W , “Boiling Water Reactors,” Addison-Wesley Pub Co , 1958 21 . Rutter, R L., “Some Aspects of the Performance of the MK 1 Gas-Cooled Reactors of the CEGB,” Proc 4th U N Conf 2, 233-245 (1970) 22 . Thornton, G , and Blumberg, R , Nucleonics, 19(1), 45 (1961) 23 . US AEC Report AECU-4701 (1959) 24 . de Hoffman, F. and Fortescue, P, Proc Conference On Small and Medium Power Reactors, International Atomic Energy Agency, 441 (1960) 25 . Southwood, J R M , “Design and Performance of Heavy Plant Components for Gas-Cooled Reactors," Proc 4th U N Conf, Geneva, 2, 247-259 (1970) 26 Simpson, J W , and Rickover, H G , Proc 2nd UN Conf, Geneva, 8, 40 (1958), De Huff, P G,et al, ibid, 8,47(1958), Fleger, P A.etal.US AEC Report WAPP-T-1429 (1961), “The Shippingport Pressurized Water Reactor,” Addison-Wesley Pub Co , Reading. Mass , 1958 27 Renegal, J C , and Johnson, W E , “Developments in Pressurized Water Reactors," Proc 2nd U N Conf. Geneva, 5, 127-146 (1964) 28 White, G , “Developments in Boiling Water Reactors," Proc ibid , 5, 147-157 (1964) 29 Roddis, L H , Jr , and Ward, J H., “Operating Experience with Commercial Central-Sta- tion Light-Water Reactors in the USA," Proc 4th U N Conf, Geneva, 2, 3-20 (1970) 30 Davis, W К , et al, “U S. Light-Water Reactors Present Status and Future Prospects," ibid. 2, 21-43 (1970) 381
31. 32. 33 34 35. 36 37. 38 39 40 41 42 43 44 45 1 2 3 MacKay, I N„ Proc 2nd U N. Conf , Geneva, 8, 313 (1958), W В Lewis, Atomic I-nergv of Canada, Ltd. Report AECL-785 (1959); Power Reactor Technology, 4(2). 64 (1961) Wilson, I L , et al , “Studies of CANDU-Type Reactors in the 500 MWe Range.'' Proc 3rd U.N. Conf, Geneva, 5, 291-300 (1964) Pon, G A , Lewis, W G , et al , “Prospective D2O-Moderated Power Reactors," Proc ibid . 5, 333-342 (1964). Hart, R G , Haywood, L R , and Pon, G A , “The CANDU Nuclear Power System Com- petitive for the Foreseeable Future,” Proc 4th U N Conf, Geneva, 5, 239-253 11970) Brown, G , Moore, J , and Smith, D R , “Steam Generating Heavy Water Reactor A Mod- ular Reactor System,” Proc ibid , 5. 255-267 (1970) Ma, В M , “Introductory Survey of Basic Design and Fuel-Element Consideration for Large, Fast Sodium-Cooled Reactors,” Nuclear Engineering and Design, 7(5). 399-410 (1968) Ma, В M , Murphy, G , and Rohach, A F , “Fast Reactor Activity at Iowa State Univer- sity,” Proc the ASEE-AEC Topical Conf on Fast Reactors and the University, at Rensse- laer Polytechnic Institute, 28-30 Aug. 1968 Lichtenberger, H V , et al, “Operating Experience and Experimental Results Obtained from an NaK-Cooled Fast Reactor,” Proc 1st UN Conf, Geneva, 3, 345-360 (1955) Barnes, A H , et al, “The Engineering Design of EBR-II, A Prototype Fast Neutron Reac- tor Power Plant,” Proc , ibid, 3, 330-344 (1955) Koch, L J , et al, “Sodium Cooled Fast Breeder Reactors,” Proc 3rd U N Conf, Geneva 3, 33-41 (1964), also. “Construction Design of EBR-H, An Integrated Unmoderated Nuclear Power Plant," Proc 2nd U N Conf, Geneva 9, 123 (1958), U S AEC Reports, Argonne National Laboratory, ANL-5719 (1957), ANL-6383 (1961) Ma, В M , “The Development of the Fast Flux Text Facility (FFTF)," Lecture Notes. Nuclear Engineering Seminar, Iowa State University, 24 Oct 1975, also U S AEC Ames Laboratory, 30 Oct 1975; Carlson, M C,J Nuclear Technology 22, 335 (1944) Clinch River Breeder Reactor Plant Project, Technical Progress Report, 1976, 1977, 1978 Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep, and Thermal Fatigue Analyses for LMFBR Pres- sure Vessels,” ASME Pressure Vessel and Piping Conf, Miami Beach, Florida. 24-28 June 1974, also “Irradiation Swelling, Creep, and Thermal Fatigue Behaviors of LMFBR Pres- sure Vessels,” J Franklin Institute 299, 127-146 (1975) International Symposium on Design, Construction and Operating Experience of Demonstra- tion Liquid Metal Fast Breeder Reactors, sponsored by the International Atomic Energy Agency, Bologna. Italy, 10-14 April 1978. also Nuclear News, ANS, 27(8), 126-138 (1978) Ma, В M , “Irradiational Swelling. Creep. Thermal-Shock and Thermal-Fatigue Analysis of Cylindrical Controlled Thermonuclear Reactor First Wall,” Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) Глава 2 Ma, В M , “Heat Generation and Temperature Distribution in Cylindrical Reactor Pressure Vessels," Nuclear Engineering and Design, 11(1), 1-15 (1970) Ma, В M , and Murphy, G , “Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- butions in Tubular Fuel Elements,” Nuclear Science and Engineering, 20(4), 536-546 (1964) Ma, В M , “Irradiation {swelling. Creep, Thermal-Shock and Thermal Fatigue Analysis of Culindrical CTR First Wall,” Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) 382
4 5 6. 7 8 9 10 II 12 13 14 15 16 17 18 19 20 1 2 3 4 Ма, В M , Proc 3rd International Conference Structural Mechanics in Reactor Tech , paper Dl/3, London (1975) Ma, В M , International Conference, Radiation Effects on Controlled Thermonuclear Reactor First Wall Mat, Gatlinburg, Tenn (1975) Ma, В M , Trans Am Nuclear Soc (ANS), 22(1), 524(1975) Ma, В M , Nuclear Engineering and Design, 34, 361-378 (1975) Ma, В M , Nuclear Engineering and Design, 39, 203-213 (1976) Bohm, H , Harsten, G , Kummerer, К , “Irradiation Behavior of Fast Reactor Fuel Pins and their Components,” Proc 4th U.N Conf, Geneva, 10, 21-38 (1970). Lawton, H , et al, “Irradiation Testing of Fuel for the British Prototype Fast Reactor," ibid 10, 29-51 (1970) Evans, E A , “The Status of Engineering Design and Irradiation Testing of the Stainless- Clad Mixed-Oxide Fuel System for Fast Breeder Reactors,” ibid 10, 53-67 (1970) Grager, E R , and Straalsund, J. L , “Defect Development in Neutron Irradiated Type 316 Stainless Steel," J Nuclear Materials, 46, 134-158 (1974) Hoffmann, H , “Crack Formation, Crack Healing and Porosity Distribution During Irradia- tion of UO2 and (U, Pu)O2,” J Nuclear Materials 54(1), 9-23 (1974) Fisk, R. L , “Creep-Rupture Properties of 20 percent Cold-Worked Type 316 Stainless Steel after High Fluence Neutron Irradiation,” Nuclear Technology, 35, 9-1 1 (1977) Ma, В M , “Irradiation Creep and Growth of Reactor Structural Materials,” International Conf on Fundamental Mechanisms of Radiation-Induced Creep and Growth, Chalk River, Ontario, Canada, 8-10 May (1978) Ma, В. M , and Cheng, К C , “Computer Code Abstract, ISUNE-1,” Nuclear Science and Engineering, 42( 1), 112 (1970) Cheng, С K, and Ma, В M., “ISUNE-1- A Computer Code for Performing Thermal Radiation, and Mechanical Analysis of Oxide Fuel Elements of Fast Reactor in Unsteady State,” Trans ANS, 12(1), 125 (1970). Ma, В M., and Cheng, С К , “Thermal, Radiation, and Mechanical Analysis-Fuel Restruc- turing Unsteady State of Cylindrical Oxide Elements in Fast Reactors," Nuclear Science and Engineering, 48, 139-158 (1972). Ma, В M., “ISUNE-2, A Computer Code for Light Water Reactor Fuel Element Perfor- mance,” Am. Nuclear Soceity (ANS) Annual Meeting, 17-25 Nov 1975, Transaction, ANS 22(1), 524 (1973); also “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Stress Analysis of LWR Fuel Elements, Computer Code ISUNE-2," Nuclear Engineering and Design, 34. 301-378(1975) Ma, В. M., “Transient Pellet-Cladding Interaction in LWR Fuel Elements," Proc 5th Intern Conf Structural Meeh in Reactor Tech., West Berlin. Germany, 12-17, August 1979; Nuclear Engr and Design, 58, 303-338 (1980) Also, “Fuel Pellet-Cladding Inter- action in LMFBR Fuel Elements," Am Soc Meeh. Engr., Century II, Nuclear Engr Conf, San Francisco, California, 19-21 Aug 1980. Глава 3 General reference Proceedings, the 1 st—4th U N Conf, Geneva, 1955, 1958, 1964, 1970 Gurimsky. D H , and Dienes, G J (eds ), "Nuclear Fuels." D Van Nostrand Co . 1956 Wilkinson, W D , and Murphy, W H , “Nuclear Reactor Metallurgy,” D Van Nostrand Co, 1958 Herrington, D C , and Ruehle, A E , “Uranium Production Technology." D Van Nostrand Co, 1959, also Simmons, J M , Leary, J A, Kittel. J H , and Сох. С M , “The U.S Advanced LMFBR Fuels Development Program,” Proc Advanced LMFBR Fuels, 2-14, Tucson, Arizona, 10-15 Oct (1977) 383
5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 Tipton, C R (ed ), “Reactor Handbook,” Vol 1, Materials. Intcrscience Publishers, 1960 Ma, В M, “Introductory Survey of Basic Design and Fuel Flement Considerations for large. Fast Sodium-Cooled Reactors,” Nuclear Engineering and Design, 7(5), 399-410 (1968), also Stakelake, J L,J Nuclear Materials, 38, 241-259 (1971) McIntosh, A P, and Heal, T J (eds ), “Materials for Nuclear Engineers,” Interscience Publishers, 1960 Hansner, H H , and Schumer, J. F (eds ). “Nuclear Fuel Elements,” Reinhold Publishing Corp, 1959 U.S AEC “Fuel Element Conference,” AEC Report TID-7559, 1959; also Ma, В M, “Irradiation Creep and Growth in Reactor Structural Materials," International Conf on Fundamental Mechanisms of Radiation Creep and Growth, Chalk River, Ontario, Canada, 8-10 May 1979 Symposium on “Reactor Core Materials,” Nuclear Science and Engineering, 4, 357 et seq 1959, also Little, A E , and Stow, D A , J Nuclear Materials 87(1), 25(1979) IAEA, Proc Symposium on “Fuel Element Fabrication,” Vienna, Academic Press, 1961. “Nuclear Graphite Dragon Project Symposium, 1959,” European Nuclear Energy Agency, 1961 Nightingale. R E (ed ), “Nuclear Graphite,” Academic Press, New York, 1962. Verprek. S , Webb, H P , Oswald, H R , and Stuessi, H “Effect of Radiation Damage on the Errosion of Graphite by Atomic Hydrogen, J. Nuclear Materials, 68, 32(1977) Martin, D G , and Crisky, J , “The Influence of the Coke Source of Nuclear Graphites from Neutron Small-Angle Scattering Measurements,” J Nuclear Materials, 67, 318(1977). Arai, T, Oka, T, “The Effect of Nonlinear Stress-Strain Relationship on the Bending Strength of Isotopic Graphite,” J. Nuclear Materials, 79, 227 (1979) Conway-Jones, J M , British Power Engineering 1 64 (1960) White, D W , Jr., and Burke, J. E (eds ), “The Metal Beryllium,” American Society for Metals, 1955 U S. AEC Proc., “Beryllium Oxide Meeting,” at ORNL, AEC Report TID-7602, (1961), Report NAA-5R-6454 (1961), Report UCRL-6457 (1961) “Symposium on Reactof Control Materials," Nuclear Science and Engineering, 4, 357-494 (1958), also Schultz, M A, “Control of Nuclear Reactors and Power Plants," 2nd ed , McGraw-Hill. 1962 Kruh, R , and Stern, К H , “The Effect of Solutes on the Properties and Structure of Liquid Boric Oxide,” J American Chemical Society, 78, 278(1966) Bansohoff, J A, Nucleonics, 17(7), 80(1959); Russel, J L, Jr, et al ibid, 18(12), 88, 94(1960). Donne, M D , Dorner, S, and Schumacher, G , “Development Work for a Borox Internal Core Catcher for a Gas-Cooled Fast Reactor,” Nuclear Technology. 39, 138-154 (1978) DePaul, D J (ed ), “Corrosion and Wear Handbook for Water Cooled Reactors,” McGraw- Hill, New York, 1957, also Balakrishnan, P V , and Allison, G M , “Some In-Reactor Loop Experiments on Corrosion Product Transport and Water Chemistry," Nuclear Technology, 29, 105-120(1978). U S AEC, "Conference on Aqueous Corrosion of Reactor Materials." AEC Report, TID- 7587(1960) NASA, “Liquid-Metals Corrosion Meeting,” NASA Report TID-769 (1961) Lyon, R N , “Liquid-Metals Handbook,” U S AEC, 1952, Dwyer, О E , “Liquid Metals Handbook, Sodium and NaK Symposium,” Washington, D C , 1970, also Dwyer, О E , Berry, H C , and Hlavac, P J , Nuclear Engineering and Design, 23, 273 and 295 (1972) American Concrete Institute, “Concrete for Radiation Shielding,” 2nd ed , 1962; also Bli- zard, E P (ed ), “Reactor Handbook," IV (B), Interscience. 1962 Hungerford, H E , et al, Nuclear Science and Engineering, 6, 393 (1959), also Jaeger, R G (ed ). “Engineering Compendium on Radiation Shielding,” I, II. Ill, Springer-Verlag, 1968-1975 384
30 Walker, R L., and Grotenhuis, M., U S. AEC Report ANL-6443(1961); Grantham, W J., U.S, AEC REport ORNL-3130(1961); also Schaeffer, N. M (ed ), “Reactor Shielding for Nuclear Engineers,” TID-25951, 1973, I Springer-Verlag, 1968 31 Ma, В M , Nuclear Science and Engineering 48(1), 139-158 (1972), also. Nuclear Engi neering and Design, 34, 361-378 (1975) 32 Ma, В M , “Transient Fuel Pellet-Cladding Interaction in LWR Fuel Elements," 5th Inter national Conf, on Structural Mechanics in Reactor Technology, Paper no D2/7, West Ber- lin, Germany, 12-17 Aug. 1979, also Nuclear Engineering and Design, 58, 303-338 (1980) Глава 4 1 Van Bueren, H G , “Lattice Imperfections and Plastic Deformation in Metals," Philips Tech Rev 15,246-257 (1954). 2 Schottky, W , et al, “Imperfections in Nearly Perfect Crystals,” John Wiley & Sons, Inc . 1952 3 Cotrell, A H , “Dislocation and Plastic Flow in Metals,” Oxford University Press, London, 1956 4 Cotrell, A H., “Theoretical Structural Metallurgy," 2nd ed , St Martin’s Press Inc , 1957 5 Read, W T , Jr , “Dislocations in Crystals,” McGraw-Hill, 1952. 6 Seitz, F, and Turnbull, D (eds.). Solid State Physics. 3, Academic Press, 1956 7 Ma, В M , “Radiation and Creep Analysis for Tubular Fuel Elements at Unsteady State,” J Nuclear Engineering and Design. 3, 402-411 (1966) 8 Ma, В M , and Cheng, С К , “Thermal, Radiation and Mechanical Analysis-Fuel Restruc- turing Unsteady State of Cylindrical Oxide (Fuel) Elements in Fast Reactors," Nuclear Science and Engineering, 48, 139-158 (1972). 9 Klontz, E. E , “Production of Lattice Defects in Germanium by Electron Bombardment,” U.S AEC Report AECU-2664, 1952 10 Loferski, J J , and Rappaport, P., “Electron Voltaic Study of Electron Bombardment Dam- age and Its Threshold in Ge and Si,” Physics Review 98, 1861 (1955); 100, 1261(1955)(A). 11 Kohn, W , “Bombardment Damage of Ge Crystals by Fast Electrons," Physics Review, 94, 1409(1954)(A). 12 Eggen, D T.; see Hennig, G. R , and Hove, J E , “Interpretation of Radiation Damage to Graphite,” Proc. 1st U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, U.N. 8, 666 (1955) ) 3 Eggen, D. T., and Lanbenstein, M. J., “Displacement Energy for Radiation Damage in Cop- per,” Physics Review, 91, 233 (1955)(A) 14 Denney, J M., “Radiation Damage Energy Threshold in a Face Centered Cubic Alloy," Physics Review, 92, 531 (1953XA), “Displacement Energy of FCC Iron,” U.S. AEC Report NAA-SR-271 (1954) 15 Huntington, H B, “Mobility of Interstitial Atoms in a Face-Centered Metal,” Physics Review, 91, 1042 (1953XA) 16 . Seitz, F , and Koehler, J S., “The Theory of Lattice Displacements Produced During Irra- diation,” Proc 1st U N. Conf, Geneva on Peaceful Uses of Atomic Energy, U N , 7, 615 (1955) 17 . Huntington, H. В , “Creation of Displacement in Radiation Damge,” Physics Review, 93, 1414 (1953) 18 Seitz, F , “On the Disordering of Solids by Action of Fast Massive Particles,” Discussions, Faraday Soc No 5, 271 (1949) 19 Brown, W. L, and Augustynink, W , "Orientation Dependence and Threshold Energy of Radiation Damage in Germanium,” Bulletin, American Physical Soc. Senes II, 2(3), 156 (1957) 385
20 Dienes, G J , “Theoretical Aspects of Radiation Damage in Metals," Proc 1st U N Conf , Geneva 7, 634 (1955), see also Dienes, G J , and Vineyard, G H , "Radiation Effects in Solids,” Interscience Publishers, 1957 21 Ma, В M , “Radiation Growth and Swelling Analysis for Cylindrical Fuel Elements of a Positive Reactor Period, Nuclear Science and Engineering. 26, 96-109 (1966) 22 Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep, and Thermal Fatigue Analysis for LMFBR Pres- sure Vessels,” ASME Pressure Vessel and Piping Conf, Miami Beach, Florida, 24-28 June 1974 23 Ma, В M , "Irradiation Swelling, Creep, Thermal-Shock and Thermal-Fatigue Analysis of Cylindrical CTR First Wall," Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) 24 Ma, В M , “Irradiation Effects on CTR First Wall Materials,” Nuclear Engineering and Design, 39, 203-213 (1976) 25 Ma, В M , “Irradiation Creep and Growth of Reactor Structural Materials," International Conf on Fundamental Mechanisms of Radiation-Induced Creep and Growth, Chalk River, Ontario, Canada, 8-10 May 1979 Глава 5 1 Ma В M , “Transient Pellet-Cladding Interaction of LWR Fuel Elements, Computer Code ISUNE-4," Nuclear Engineering and Design, 58, 303-338 (1980) 2 Ma, В M , “Irradiation Effects on CTR First Wall Materials,” Nuclear Engineering and Design, 39, 203-213 (1976) 3 Ma, В M . “Irradiation Creep and Growth of Reactor Structural Materials,” International Conference on Fundamental Mechanisms of Radiation-Induced Creep and Growth, 8-10 May 1979, Chalk River, Ontario, Canada 4 Burger, G . Meissner. H , and Schilling, W , Phys Status of Solids, 4. 281 (1964) 5 Woods, W К , Bupp, L P , and Fletcher, J F . "Irradiation Damage to Artificial Graphite," 1st U N Conf (on Peaceful Uses of Atomic Energy), Geneva. 7, 455-471 (1955) 6 Ma, В M , “Irradiation Effects on Controlled Thermonuclear Reactor First Wall Materials With Fast Neutron Fluxes,” International Conf on Radiation Effects and Tritium Tech- nology for Fusion Reactor, Gatlinburg, Tennessee. 1-3 Oct 1975 7 Serpan, C Z , Jr , "Notch Ductility and Tensile Property Evaluation of the PM2A Reactor Pressure Vessel," NRl Report 6739, Naval Research Laboratory, 19, June 1968 8 Ma, В M , and Murphy, G , “Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- bution in Tubular Fuel Elements," Nuclear Science and Engineering, 20, 536-546 (1964) 9 Ma, В M , and Murphy, G , “Radi^Jion and Creep Analysis for Strains and Stresses in Annular Fuel Elements," Nuclear Structural Engineering, 1, 259-265 (1965) 10 Ma, В M , “Radiation and Creep Analysis for Tubular Fuel Elements at Unsteady State," Nuclear Engineering and Design, 3, 401-411 (1966) 11 Ma, В M , “Irradiation Swelling. Creep, Thermal-Shock and Thermal-Fatigue Analysis of Cylindrical CTR First Wall," Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) 12 Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Fatigue Behaviors of LMFBR Pres- sure Vessels,” J Franklin Institute, 299, 127-146 (1975) 13 Beeston, J M , and Brinkman, С В, “Axial Fatigue of Irradiated Stainless Steels Tested at Elevated Temperatures,” ASTM, STP 484, 419-448 (1970) 14 Ells, С E, et al . “Development Zirconium-Niobium Alloys," Proc 3rd IN Conf, Geneva, 9, 91-101 (1964) 15 Dawson, J К , et al, “The Properties of Zirconium Alloys for Use in Water Cooled Reac- tors,” Proc 3rd UN Conf, Geneva, 9, 461-469 (1964) 16 Parkinson. W , and Sisman, О , USAEC Report ORNL-2630(I959) 17 Waide, С H , et al, USAEC Report BNL-736(196l) 386
18 Markin, M J., Minter, F J., J Institute of Metals, J1MEA 85, 397-402 (1957) 19 Anderson, W К , Beck, С. К , et al, in Reactor Structural Materials Engineering Proper- ties as Affected by Nuclear Reactor Service, ASTM STP 314, 1962 20 Adamson, G M , “Metallurgy-Mechanical Metallurgy-Tensile Properties of Irradiated Titanium Alloys,” Homogeneous Reactor Program Quarterly Progress Report for period ending 31 Oct 1957, also ORNL-2432, 135-136(1958) 21 Lombardo, J. J., Dixon, С E , and Begley, J. A., in Effects of Radiation on Structural Met- als, ASTM STP 426, 625-652 (1967) 22 Shogan, R P, “Tensile Properties of Irradiated Ti-5Al-2 5Sn ELI at Cryogenic Tempera- tures” WANL-TME-1860, Westinghouse Astronuclear Lab. 1968. 23 Younger, C L , and Haley, F A , in “Irradiation Effects on Structural Alloys for Nuclear Reactor Applications, ASTM STP 484, 537-563 (1970) Глава 6 1 Harrington, C D , and Ruehe, A E , "Uranium Production Technology," D Van Nostrand Co, Inc , 1958 2 Tipton, C R (ed ), “Reactor Handbook," Vol 1. Materials, Interscience Publishers, Inc , 1960 See also. Proc 2nd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, Vol 3, 4(1958) 3 Stoller, S M , and Richards. R В (eds ), “Reactor Handbook" Vol II, Fuel Processing. Interscience Publishers, Inc , 1961 4 Glasstone, S, and Sesonske, A., “Nuclear Reactor Engineering," D Van Nostrand Co. Inc, 1962 5 Rough. F A , et al, Nuclear Science and Engineering, 6. 39 (1959). 7. 111 (1960), 10, 24 (1961), Nucleonics. 18 (3), 76(1960) 6 Proceedings, Symposium on Uranium Carbides as Reactor Fuel Materials. U S AEC Report TID-7614 (1961) 7 Power Reactor Technology. 4(1), 45 (1960) 8 Himmelstein. P, et al, Proceedings, 3rd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy. Geneva, 11,458 (1964) 9 McIntosh, A D , and Heal, T J , “Materials for Nuclear Engineers," Interscience Publish- ers, Inc , 1960 10 Holden, A N , “Physical Metallurgy of Uranium." Addison-Wesley Publishing Co . Inc . 1958 11 US AEC Report, BNL-325, 3rd Edition, Brookhaven National Laboratory. 1973 12 Jacob, C W , and Warren, В E , "The Crystal Structure of Uranium." J American Chem- ical Society 59, 2588 (1937) 13 Gordon, P , “X-Ray Metal Precision Measurements," U S AFC Report CT-2780. 194S 14 Bridge, J R , et al , X-Ray Diffraction Determination of the Coefficients of Expansion of Alpha Uranium.” Journal of Metals. 8. 1282-1285 (1956) 15 Chiswick, H H , et al . Proceedings, 2nd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Fnergy, Geneva. 6, 394-412 (1958) 16 Klepfer, H H , and Chiotti, P , “Characteristics of the Solid-State Transformations in Ura- nium." U S AEC Report No ISC-893. Iowa State University (June 1957) 17 Katz, J J . and Rabinowitch, E (eds ). “The Chemistry of Uranium," Part I. “The Flemcnt. Its Binary and Related Compounds," National Nuclear Fnergy Series, Vol 5. McGraw- Hill, 1951 18 Rabbitt, J D . et al, “Thermal Conductivity of Metals in High Temperature," 11. "Thermal Conductivity of Uranium." Report CRR-438, AECL (Atomic Fnergy of Canada, 1 td ), 1949 387
19 20 21. 22 23 24 25 26. 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 Tyler, W W„ et al„ “Thermal Conductivity, Electrical Resistivity, and Thermoelectric Power of Uranium,” Trans Am Inst. Mining Met Eng 197,1238 (1953) Smith, К F , “The Thermal Conductivity of Uranium," U S AEC Report ANL-57OO (Part A), Argonne National Laboratory, 1957 Deem, H W , and Nelson, H R . “Thermal Conductivity of Power-Metallurgy Uranium,” U S AEC Report BMI-745, Battelle Memorial Institute. 1952 Foote, F G , "Physical Metallurgy of Cranium and Its Alloys," Proc 1st UN Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 9, 35-68 (1955). Data obtained at the Metallurgical Laboratory of the University of Chicago (MUC) and reviewed by J E Draley et al at Argonne National Laboratory McIntosh, A. B„ and Heal, T J , “High-Temperature Properties of Uranium and Its Alloys,” Proc 2nd UN Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, 6, 414-425 (1958) Chiswick, H. H , et al, “Advances in the Physical Metallurgy of Uranium and Its Alloys," Proc 2nd U.N. Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 6, 395-413 (1958) Sailer, H A , and Rough, F A. (eds ), “Compilation of U S and U К Uranium and Tho- rium Constitutional Diagrams," U S AEC Report BMI-1000, Battelle Memorial Institute, 1455; also Bauer, A A, and Rough, F A, “Compilation of the Constitution of Uranium and Thorium Alloy Systems,” U S AEC Report BMZ-1300, 1958 Grainger, L , and McIntosh, A B., Symp , Calder Works Nuclear Power Plant, Metallur- gical Developments, British Nuclear Energy, Conf, on, 1957 Heal, T J , “The Mechanical and Physical Properties of Magnesium and Niobium Canning Materials," Proc 2nd U.N. Conf, on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 5, 208-219 (1958); also Proc 4th U.N. Conf, Geneva, 8, 215-224 (1971). Heal, T J , “Magnesium and Its Alloys,” Nuclear Engineering, 3, 52-61 (1958). Olds, G С. E , et al, “Mechanical Properties of Alloys of Magnesium and of Zirconium,” Proc. 2nd U N. Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, 5, 249-260 (1958) Chiswick, H H., et al., “Advances in the Physical Metallurgy of Uranium and Its Alloys," Proc 2nd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 6, 392-412 (1958). Foote, F. G , "Use of Plutonium in Nuclear Reactor," Information Conference of Nuclear Energy for Management, Organization for European Economic Cooperation, 24-28 June 1957 Kelman, L. R , “Fast-Reactor Fuel Developmental Argonne National Laboratory,” Inter- national Conference on Fuel Element Technology, 18-22 Nov 1957. Koch, L J , “Fast-Reactor Power Reactors,” Nucleonics, 68 (March 1958). Ma. В M , “Transient Fuel-Cladding Interaction of LWR Fuel Rod,” at the Sth Interna- tional Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology, 13-17 August 1979, West Berlin, Germany Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Stress Analysis of Light Water Reac- tor Fuel Elements, Computer Code 1SUNE-2," Nuclear Engineering and Design 34, 361- 378 (1975) Ma, В. M , and Murphy, G , “Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- butions in Tubular Fuel Elements” Nuclear Science and Engineering, 20 (4), 536-546 (1964) Kittel, J H , and Paine, S H , “Effect of Irradiaton on Fuel Materials" Proc 2nd U N Conf, on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 5, 500-509 (1958) Burke, J E., and Turkalo, A.M., “Deformation of Zinc Bicrystals by Thermal Ratcheting," Trans. Am Inst. Mining Met Eng, 194,651 (1952). Taylor, R, “Tensile Properties of Uranium and Uranium Alloys Between 600 and 700‘C," IGR-TN/C880 (May 1958) Ma, В M , and Cheng, С K., “ISUNE-1 A Computer Code for Performing Thermal, Radiation, and Mechanical Analysis of Oxide Fuel Elements of Fast Reactor in Unsteady State,” Trans. Am Nuclear Society, 12(1), 125 (1970) 388
42. Cheng, С. К., and Ма, В. M., “Thermal, Radiation, and Mechanical Analysis—Fuel Restructuring Unsteady State of Cylindrical Oxide Elements in Fast Reactors,” Nuclear Science and Engineering, 48, 139-158 (1972) 43 Barnes, R S , et al., “The Irradiation Behavior of Uranium and Uranium Alloys,” Proc 3rd U.N. Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 11, 218-226 (1964). 44. Ma, В M , “A Power-Function Creep Analysis for Rotating Solid Disks Having Variable Thickness and Temperature,” J. Franklin Institute, 277(6), 599-612 (1964) 45. Ma, В. M., “Periodical Radiation and Creep Analysis for Cylindrical Fuel Elements,” Trans. American Nuclear Society, 8(1), 95 (1965) 46 Ma, В. M , and Murphy, G., “Radiation and Creep Analysis for Stress Distribution in Annular Fuel Elements,” Trans. American Nuclear Soc. 6(2), 300 (1963). Глава 7 1 Ma, В. M , and Murphy, G., “Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- butions in Tubular Fuel Elements,” Nuclear Science and Engineering, 20(4), 536-546 (1964). 2 . Ma, В. M . “Periodical Radiation and Creep Analysis for Cylindrical Fuel Elements," Trans» American Nuclear Society, 8(1), 95 (1965) 3 Ma, В M , “Radiation Growth and Swelling Analysis for Cylindrical Fuel Elements at a Positive Reactor Period,” Nuclear Science and Engineering, 26, 96-109 (1966) 4 Ma, В M , “Introductory Survey of Basic Design and Fuel Element Considerations for Large, Fast Sodium-Cooled Reactors,” Nuclear Engineering and Design, 7(5), 399-410 (1968) 5 . Ma, В. M . “Some General Considerations on Nuclear Plant Startup. Operation and Eco- nomics, presented at the 37th American Power Conference (APC), Nuclear I, Chicago. 21-23 April 1975; also in the proceedings, 37, 122-128 (1975). 6 Kopelman, В (ed ), “Materials for Nuclear Reactors,” Chapter 2, McGraw-Hill, 97, 1959 7 . Murphy, P, and Williams, J., “Ceramic and Cermet Fuels," Proc , 2nd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva, 6, 538-550 (1958). 8 . Belle, J., “Properties of Uranium Dioxide,” Proc 2nd U N. Conf, on Peaceful Uses of Atomic Energy, Geneva 6, 569-589 (1958) 9 White, J F , (ed.), US AEC Report, TID-7514 (1960) 10 Murry, P„ and Livey, D T., "Progress in Nuclear Energy," Series V, Vol 1, Chapter 6 2, 1956 Pergamon Press, 1956 11 Cheng, С К , and Ma, В M., “Thermal, Radiation and Mechanical Analysis for Unsteady- State Fuel Restructuring of Cylindrical Oxide Elements in Fast Reactors," Nuclear Science and Engineering, 48, 139-158 (1972) 12 Ma, В. M , “ISUNE-2, A Computer Code for Light Water Reactor Fuel Element Perfor- mance,” American Nuclear Society Winter Annual Meeting, (17-21 Nov 1975); also Trans. American Nuclear Society, 22(1), 524(1975) 13 Ma, В. M , “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Analysis of LWR Fuel Elements, Computer Code ISUNE-2” Nuclear Engineering and Design, 34, 351-378 (1975) 14 Ma, В M , “Transient Fuel-Cladding Interaction of LWR Fuel Rod", Proc 5th Interna- tional Conf on Structural Mechanics in Reactor Technology, Paper No D2/7, West Berlin, Germany, 12-17 August 1979. 15 Zimmermann, H., "Investigation on Swelling and Fission Gas Behavior in Uranium Diox- ide.” J. Nuclear Material 75, 154-161(1978); see also Kernforschungszentrum Karlsruhe Report, KFK 2467(1977) 16 Murray, P, and Williams, J.. "Ceramic and Cermet Fuels,” Proc 2nd International Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, U.N , 6, 538-550 (1958) 389
17 . Kriskney, С. A, and Turnbull, J A., **The Characteristics of Fission Gas Release From Uranium Dioxide During Irradiation,” Journal of Nuclear Material, 79, 184-198 (1979) 18. Davis, D , and Long, G , UKAEA Report AERE-R-4347 (1963). 19 Findlay, J R . et al, J Nuclear Materials, 35, 24 (1970) 20 Killeen, J C.J Nuclear Materials, 58, 39 (1975) 21 Barnes, R S , et al . “The Preparation, Fabrication and Properties of Uranium Carbide and Uranium-Uranium Carbide Cermets," Metallurgy and Fuels." Pcrgamon Press. 1956 22 Dubuisson, A , Houyvet, E . et al “The Preparation of Uranium-Uranium Carbide Cermets and Stoichiometric Mpnocarbidc by Sintering Under Stress,” Proc 2nd U N Conf on Peaceful Uses of Atomic Energy, 6, 551-560 (1958) 23 Kempter. С P, McGuire, J C . and Nadler, M R . "Uranium Mononitridc." Analytical Chemistry, 31, 156-157 (1959) 24 Katz, J J , and Rabinowitch, E , "The Chemistry of Uranium," Part I. McGraw-Hill, 232-241,1951 25 Benz, R . and Bowman, M G . “Some Phase Equilibria in the Uranium-Nitrogen System," J American Chemical Society, 88, 264-268 (1965) 26 . Mueller. M H , and Knott, H W , “The Crystal Structure of UN by Neutron Diffraction," Acta Crystallogr, 751-752 (1958) 27 Vozzela, P A, and De Crescente, M A, “Thermodynamic Properties of Uranium Mononitride,” U S. AEC Report PWAC-479, Pratt and Whitney Aircraft Co , Oct 1965 28 Bauer, A A , “Nitride Fuels Properties and Potentials," Reactor Technology, 15, 87-104 (1972) 29 Tenner, V J , Godfrey, T G , and Potter, R A , “Synthesis, Characterization and Fabri- cation of UN,” U S AEC Report ORNL-4608, Oak Ridge National Laboratory, Dec 1970 30 Goodyear, M Y, Smith, R A, and Kizer, D E, “Sintering Studies on UN and (UoiPttoJN,” Trans American Nuclear Society, 11, 521 (1968) 31 Speidel, E O., and Keller, D L., "Fabrication and Properties of Hot-Pressed Uranium Monocarbide.” U S. AEC Report BMI-1633, Batelle Memorial Institute, May 1963 32 McLarken, J К , and Atkinson, P W M , “The Properties of Uranium Mononitride," J Nuclear Materials, 17, 142-148 (1965) 33 . Bugl, J , and Bauer, A A, “Phase Relations in the System Uranium-Nitrogen," J Am Ceram Soc 47,425-429(1964) 34 Olson. W. M , and Mufford, R N. R., “The Decomposition and Melting Point of Uranium Mononitride,” J Phys Chem. 167, 952-954 (1963) 35 Inouye, H, and Leitnaker. J. M , “Equilibrium Nitrogen Pressures and Thermodynamic Properties of UN,” J Am Ceram. Soc. 51.6-9 (1968) 36 . Keller, D. L., "Progress on Development of Fuels and Technology for Advanced Reactors During July 1970-June 1971,” U S AEC Report. BMI-I9I8, PP A5-A9, Battelle Memo- rial Institute, July 1971 37 Alexander, C A, Ogden, J S, and Pardue, W M , “Thermodynamic Properties of (U,Pu)N,” “Plutonium 1970 and Other Actinides,” Nuclear Metallurgy, 17. 95-103 (1970). 38 . Fulkerson, W., et al., “Electrical and Thermal Properties of the NaCI Structured Metallic Actinide Compounds,” “Plutonium 1970 and Other Actinides,” Nuclear Metallurgy, 17. 374-385 (1970) 39 Padel, A, and De Novion, C., “Elastic Constants of the Carbides, Nitrides and Oxides of Uranium and Plutonium," Journal of Nuclear Materials, 33, 40-51 (1969). 40 Hall, A R , “Elastic Moduli and Internal Friction of Some Uranium Ceramics,” British Report AERE-5650, December 1967 41 . De Novion, C et al, “Mechanical Properties of Uranium-and Plutonium-Based Ceramics,” “Plutonium 1970 and Other Actinides," Nuclear Metall. 17, 509-519 (1970) 390
42 Harrison, J. D L. and Pape, R P, “Factors Affecting the Hardness of Uranium Mononi- tride," “Plutonium 1970 and Other Actinides," Nuclear Metallurgy 17, 518-529 (1970) 43 Vendervoort, W„ Barmore, C., and Cline, C. F., “Compression Creep of Polycrystalline Uranium Mononitnde in Nitrogen," Metal. Trans. 242,1466-1467 (1968) 44 . Fassler, M. F., Huigal, F. J., and De Crescente, M A., “Compressive Creep of UC and UN,” U.S. AEC Report, PW AC-482, Pratt and Whitney Aircraft Co, 1965. 45 . Seltzer, M. S., Perrin, J , et al, “A Review of Creep Behavior of Ceramic Nuclear Fuels,” Reactor Technology, 14(2), 99-125 (1971) 46 . Hilbert, R. F, Storhok, V. W., and Clubb, W., “High-Temperature Irradiation Behavior of UN, UC and UOj Fuels Compared," Trans. American Nuclear Society, 13(1), 102 (1970) 47 . Albrecht, E. D., et al., “A High-Temperature Irradiation and Postirradiation Analysis of Uranium Nitride Fuel,” U.S AEC Report UCRL-5-727, 7 Aug. 1969 48 . Hilbert, R. F., et al., “Swelling of UC and UN at High Temperatures,” Proc ANS Conf on Fast Reactor Fuel Fuel-Element Technology, 753-770 (1971). 49 Kaufmann, A R., “Fabrication of Uranium Alloys,” Proc. 1st U N Conference of Peaceful Uses of Atomic Energy, 9, 210-213 (1955) 50 U.S. AEC Reactor Development Program Progress Reports, ANL-7391, 1967, ANL-7487, 1968, etc., Argonne National Laboratory 51 Allbutt, M. et al., “Preparation and Fabrication of the Nitride, Phosphites and Sulfides of Uranium,” British Report AERE-R-4903, 1965 Глава 8 1 Simmons, J. M , et al, “The U.S. Advanced LMFBR Fuel Development Program,” in Leary, J., and Kittle, H. (eds.), Proceedings, American Nuclear Society, Topical Meeting on Advanced LMFBR Fuels, Tucson, Arizona, 10-13 Oct 1977 2 . U.S AEC Report, “Cross Sections,” BNL-325, 3rd Ed , Brookhaven National Laboratory, 1973 3 U.S AEC Report, “Reactor Physics Constants,” ANL-5800, Argonne National Laboratory, 1963 4 . Proceedings, 2nd U.N Conf, Geneva, 6, 162-220 (1958) 5 McIntosh, A В , and Heal, T. J , “Materials for Nuclear Engineers," Interscience Publish- ers, 1960 . 6 Coffenberry, A S , and Miner, W M., “The Metal Plutonium," The University of Chicago Press, 1961 7 Evans, E A , Fischer, D L , and Macnabb, “Plutonium Utilization in Boiling Water Power Reactors,” Proc. Plutonium as a Reactor Fuel, IAEA, Vienna, 571-585 (1967) 8 Allio, R. J , and Miller, R S , “Plutonium Recycle in Pressurized Water Reactors,” ibid 587-601 (1967) 9 Kehoe, R. В, and Williams, J A, “Some Aspects of the Recycling of Plutonium," ibid 641-647(1967) 10 . Keenan, J P., Goldsmith, S, and DeHalas, D R, “Fabrication and Irradiation Factors Influencing Plutonium Recycle Economics,” ibid 615-625 (1967) 11 Goodier, M U , Smith, R A, and Kizer, D E, “Sintering Studies on UN and (Uoi.PuojJN,” Trans American Nuclear Society, 11, 521 (1968) 12 . Peterson, S., “Metals and Ceramics Division Annual Progress Report for Period Ending June 30, 1971,” U S. AEC Report ORNL-4770, Sept 1971 13 Proceedings, “Plutonium as a Power Reactor Fuel,” American Nuclear Society, Topical Meeting, Richland, Washington, 13-14 Sept. 1962. 391
14 15 16. 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29. 30 31 32 33. 34 Proceedings, “Commercial Plutonium Fuels Conf,” U S AEC, Washington, DC, 1-2 March 1966 Leary, J , and Kittel, H (eds ), Proc “Advanced LMFBR Fuels,” American Nuclear Soci- ety Topical Meeting, Tucson, Arizona, 10-13 Oct 1977 Kleykamp, H, and Gettschalg, H D, Kernforschungzentrum Karlsruhe Report, К EK- 1274/4, 112-135 (1975) Kleykamp, H, “The Chemical State of Irradiated Carbide Fuel Pins,” ibid Ref 15, 166-178(1977) Cheng, С К , and Ma, В M , “Thermal, Radiation, and Mechanical Analysis for Unsteady- State Fuel Restructuring of Cylindrical Oxide Elements in Fast Reactors,” Nucl Sci &. Eng, 48, 139-158 (1972) Nichols, F A , J Appl. Phys., 37, 4599 (1966) Lyons, M F., Caplin, D H , and Weidenbau, B. “Analysis of UO2 Grain Growth Data from ‘Out-of-File’ Experiments,” US AEC Report, GEAP-44II, General Electric Co. 1963 Beuz, R , and Bowman, M G . “Some Phase Equilibria in the Uranium-Nitrogen System," J Am Chem Soc, 88, 264-268 (1965) Alexander, C A , Ogden, J S , and Pardue, W M , “Volatilization Characteristics of Ura- nium Mononitride,” J Nucl. Mater .31, 13-24 (1969) Keller, D L , Annual Report, Progress on Development of Materials and Technology for Advanced Reactors During July 1968-June 1969, U S AEC Report BMI-I868, PPA15- A19(I969) Williams, J , and Samball, RAJ, “The Uranium Monocarbide-Uranium Mononitride System," J Less-Common Metals, 1.217 (1959) Anselin, F, “Preparation and Study of Mixed Carbides-Nitrides of Uranium and Pluto- nium,” French CEA Report, CEA-R-2988, June 1966, also Paseard. R , “The French Advanced Fuels Development Program,” Proc Advanced LMFBR Fuels, 52-60(1977) Martin, J M , “Les Programmes de Phases—U-UN-UO2 et UO2-UN-N2," J Nuclear Mater, 34, 81-85 (1970). Barner, J O., et al, “Advanced Carbide Fuels—US Experience," Ref 15, Proc “Advanced LMFBR Fuels,” 268-298 (1977) Latimer, T W , et al., “Postirradiation Results and Evaluation of He-Bonded Uranium-Plu- tonium Carbide Fuel Elements Irradiated in EBR-II, Interim Report.” LA-6249-MS, Los Alamos Scientific Laboratory, April 1976; also “Postirradiation Results and Evaluation of Na-Bonded Uranium-Plutonium Carbide*Fuel Elements Irradiated in EBR-II, Interim Report,” LA-6077-MS, Dec 1975 Barthold, W R . et al, “System Design Studies," ANL-AFB-28, Jan-March, 1976, Argonne National Laboratory Caspersen, S A, et al, “Core Optimization Studies for Commercial LMFBRs,” ANL- AFB-33, July-Sept 1976 Bauer, A A , “Nitride Fuel Properties and Potentials,” Reactor Technology, 15(2), 87-104 (1972), also “Mixed-Nitride Fuel Performance in EBR-II," Proc “Advanced LMFBR Fuels," 299- 312 (1977) (Ref 15) Dempsey, E , and Kay, A E.J Inst Metals, 86, 379-384 (1957/58) Lewis, H D., “The Oxidation Behavior of (U.Pu)C Fuel Materials in Air-Inert Gas Mix- tures Containing 400 ppm to 20% Oxygen,” Proc “Advanced LMFBR Fuels," 245-256 (1977) (Ref 15) Dell, R. M„ and Wheeler. V S., “The Ignition of UC and UN in Oxygen," J Nucl Mater, 21. 328-336(1967) 392
Глава 9 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 Arnold, Е D , “Radiation Limitations on Recycle of Power Reactor Fuels," Proc 2nd U N Conf, Geneva, Paper No P-1838. (1958), also “Radiation Hazards of Recycled 2”U-Th Fuels," Proc Thorium Fuel Cycle, 1st Intern Conf T1D-7650 I, 254-284 (1962) Cuthbert, F L , “Thorium Production Technology,” Addison-Wesley Publishing Co . 1958, also “Thorium Fuel Cycle,” Bibliographical Series No 39, International Atomic Energy Agency, Vienna, 1970 Krumholz, P , and Gottdenker, F , “The Extraction of Thorium and Cranium from Mona- zite," Proc 1st U N Conf, Geneva, 8, 126 (1955) Blickwedel, T W . “Decomposition of Monazite," U S AEC Report ISC-66, Iowa State University (1949), Shaw, К G , et al , “A Process for Separating Thorium Compounds from Monazite Sands," U S AEC Report ISC-407 (1954) Bearre. A E , et al, Chem Eng Progress. 50, No 5, 235 (1954) Smulz, M , et al, Chem Eng Progress, Symposium Series 50, No 13, 167 (1954) Carlson, О N , et al , "Metallurgy of Thorium and Its Alloys," Proc 1st U N Conf, Geneva, 9, 74-106(1955) Wilhelm, H A (ed ), "The Metal Thorium," Proc Conf on Thorium, Cleveland, Ohio, ASM, 114, 279 (1958), also Naik, M C , et al , “Release of Iodine from Sintered Thorium Pellets at Low Temperatures," J Nuclear Materials, 71, 105 (1977) Griffel, M , and Skochdopole, R E.J Am Chem Soc , 75, 5250 (1953) Wilhelm, H A , “Thorium." in Metallurgy and Fuels, Finniston, H M , and Howe, J P (eds ), Progress in Nuclear Energy, Scries V, 214-268. McGraw Hill, 1956 Murray, J R , “The Preparation, Properties and Alloying Behavior of Thorium,” UKAFRE Report. AERE-M/TN-12, 1952 Bridges. W H , Wilhelm, H A , Oak Ridge National Laboratory, and Ames National 1 ab- oratory, unpublished, 1954 Eschbach, E A, and Deonigi. D E , “Possible Optimum Use of Thorium and Uranium Employing Crossed-Progeny Fuel Cycles," Proc Symposium on Thorium Fuel Cycle, U S AEC Technical Information Div CONF-660524, 13-27 (1968) Almgren, В , “Use of Thorium in Pressurized Heavy Water Reactors, Proc ibid (Ref 13), 65-79 (1968) Freskley, M D . and Mattys, H M , “Irradiation of (Th,Pu)O;,” Proc ibid , 463-473 (1968) Farkas, M S , “Preparation and Evaluation of Nonoxide Thorium Base Fuel," Proc ibid , 445-462(1968) Kittel, J H , and Paine, S H . "Effect of Irradiation of Fuel Materials,” Proc 2nd U N Conf. Geneva, 5. 500-509 (1958) Hayward. В R , and Bentle. G G , “Effect of Burn-up on Metallic Fuel Elements Operating at Elevated Temperatures,” Proc 2nd U N Conf, Geneva, 5. 537-542 (1958) Rastogi, В P, et al, “Fuel Cycles in PHWR and CANDU Type Reactors,” Proc ibid (Ref 13), 359-376 (1968) Almgren, В, “CAROL (Code) A Program for the Calculation of Reactivities and Burnups in PHWR, BWR, and PWR Lattices,” Swedish Report, AE-RFR-501 (1965) Bomar, E S , and Gray, R. J„ "Thorium-Uranium Carbides for Coated-Particle Graphite Fuels.” Nuclear Reactor Technology. 10, 703-728 (1964) Goeddel, W V , “Development and Utilization of Pyrolytic-Carbon-Coated Carbide Fuel for the High,Temperature Gas-Cooled Reactor,” Nuclear Science and Engineering 20, 201-218(1964) Dayton, R W,' “Oxley, J H , and Townley, C W , “Ceramic Coated-Particle Nuclear Fuels,” J Nuclear Materials, II, 1-31 (1964), also Ferro, C , et al. “Thermal Diffusivity of (Thx,Uz) Oxides ," J Nuclear Materials, 43, 273 (1972) 393
24 Luby, C S , and Schwartz, A S , "Irradiation Tests of Pyrolytic-Carbon Coated ThC2 and ThO2 Particles,” Proc Symposium on Thorium Fuel Cycle, 495-507 (1968) 25 Prados, J W , et al, “Development of Coated-Particle Fuels for Advanced Gas-cooled Reactors," Proc ibid, 273-292 (1968), also Ugajin, M, Shiba, K, "Thermodynamics Assessment of the HTGR, Fuel System, Th-U-C-O," J Nuclear Materials, 78, 198 (1978) 26 Ma, В M , “Transient Pellet-Cladding Interaction for LWR Fuel Elements, Computer Code ISUNE-4." Proc 5th Intern Conf on Structural Mechanics in Reactor Technology,” West Berlin, Germany, 8-12 Aug 1979, also Nuclear Engineering and Design. 58, 303-338 (1980) 27 Davidson, J К , et al , “PCUT, A Program for Recycle of Power Reactor Fuel," Proc 1st Symposium on Thorium Fuel Cycle, TID-7650, 1,265-332 (1962), Osenigo, G , and Cambi, S , “Progress on the PCUT Program." Proc 2nd Symposium on Thorium Fuel Cycle, 547- 573 (1968), also Dollins, С C , and Nichols, F A , “In-Pile Intragranular Densification of Oxide Fuels," J Nuclear Materials, 78, 326 (1978) 28 Sease, J D , Pratt, R В , and Lotts, A L , “Remote Fabrication of Thorium Fuels," Proc 2nd Symposium on Thorium Fuel Cycle, 341-357 (1968) 29 “Reactor Handbook.” (2nd ed ), Volume 1, Materials, Interscience Publishers, 1960 30 Harrer, J , and Beckerley, J , “Nuclear Power Reactor Instrumentation Systems," Hand- book, Volumes I, II, U S AEC Technical Information Service, 1973-74 Глава 10 1 Proc First U N Conf, Geneva, 8, (1955), Proc 2nd UN Conf, Geneva, 5 and 7, (1958), 3rd UN Conf, Geneva, 9 (1964), 4th U N Conf 10(1971) 2 Symposium on Reactor Core Materials, Nuclear Science and Engineering, 4, 357 et seq (1959) 3 McIntosh, A P, and Heal, T J (eds ), “Materials for Nuclear Engineers,” Interscience Publishers, 1960 4 “Materials in Nuclear Applications," ASTM, STP-276 (1960), “Irradiation Effects on Structural Alloys for Nuclear Reactor Applications,” ASTM, STP-484 (1970) 5 McLaughlin, J E , U S AEC Report LASL-66 (1959), U S AEC Report TID-7016, Rev 1 (1961) 6 Proc Metallurgical Society Conf, "Beryllium Technology,” Philadelphia, Pennsylvania, 15-17 Oct (1964), Gordon and Breach Science Pub, 1966 7 Proc 3rd U N. Conf. Geneva, 9, 294-317 (1964) 8 Bryant, P S , “Beryllium Production at Milford Haven Extraction and Refining of the Rare Metals," 310 et seq Inst of Mining and Metallurgy, London (1957) 9 Schwenzfeier, C W , “The Metal Beryllium," in White, D W , Jr, and Burk, J E , (eds ), Am Soc. Met, Cleveland, Ohio (1955); also Darwin, G E , and Buddery. J H , “Beryl- lium,” Academic Press, I960, U S AEC Report COO-312 (1956) 10 Kida, K, “Recent Development of Beryllium Study in Japan," Proc 3rd U N Conf, Geneva, 9, 309-317 (1964). 11 “Proceedings of the Beryllium Oxide Meeting at ORNL, Dec 1960,” U S AEC Report TID-7602 (1961), McCleland, J D , et al, U S AEC Report NAA-SR-6454 (1961); Lille, J . U.S AEC Report UCRL-6457, Shields, R P, et al, U S AEC Report ORNL-3164 (1962) 12 Proceedings, 1st International Conf on Beryllium Oxide, Sydney, Australia, 21-25 Oct 1963, J. Nuclear Materials 14, 1-498 (1964) 13 Heal, T J, "Magnesium” in McIntosh, A G, and Heal, T J., (eds), “Materials for Nuclear Engineers,” Interscience Publishers, I960 394
14. 15. 16 17 18. 19 20 21. 22 23 24 25. 26. 27. 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37. 38 Heal, T J', Proc 2nd U N Conf, Geneva, 5, 209-219 (1958) Olds, G С. E , et al, “Mechanical Properties of Alloys of Magnesium and of Zirconium,” ibid, 5, 249-260(1958) Cunningham, J E , and Boyle, E J , “MTR-Type Fuel Elements,” Proc 1st U.N Conf, Geneva, 9, 203-207 (1955) Sailer, H. A , “Preparation, Properties and Cladding of Aluminum-Ur^nium Alloys,” ibid , 9, 214-220(1955). Maxwell, W A , et al., “Iron-Aluminum Base Alloys for Reactor Components,” Proc 2nd U.N. Conf., Geneva, 5, 106-112 (1958). Videm, К , “Corrosion of Aluminum with Additions of Iron and Silicon in High Tempera- ture Water,” ibid, 5, 121-127 (1958); also Aas, S, and Videm, K., Proc 3rd U N Conf, Geneva, 9. 147-156(1958). Coriou, H., et al, “Al-Fe-Ni Alloys Corrosion Resistant in Hot-Water and Steam,” ibid , 5, 128-152 (1958). Lustman, B, and Kerze, F (eds.), “The Metallurgy of Zirconium,” McGraw-Hill, 1955, Hampel, C A., “Rare Metals Handbook,” 2nd ed , Reinhold Publishing Corp ,1961 Miller, G. L., “Zirconium,” 2nd. ed.. Academic Press, Butterworths, London, 1957. Kroll, W. J., Carmody, W R , and Schiechten, A W , “High-Temperature Experiments with Zirconium and Zirconium Compounds,” U.S. Bureau of Mines Report-4915, 1952 Kroll, W. J., Hergert, W F., and Yerkes, L A., “Improvements in Methods for the Reduc- tion of Zirconium Chloride with Magnesium,” Trans. Electrochem. Soc N.Y 97, 305 (1950) Anderson, С. T-, et al., “A Preliminary Survey of Zirconium Alloys,” Report Invest U S Bureau of Mines No. 4658 (1950). Dawson, J. K., et al., “The Properties of Zirconium Alloys for Use in Water-Cooled Reac- tors,: Proc. 3rd UN Conf., Geneva, 9, 461-469 (1964). Northwood, D. O .and Gilbert, R. W., “Hydrides in Zr-2.5 w/o Nb Alloy Pressure Tubing.” J. Nuclear Materials, 78(1). 112-116 (1978) Woo, О T, and Tangri, K„ “Transformation Characteristics of Rapidly Heated and Quenched Zircaloy-4-Oxygen Alloy,” ibid., 79(1), 82-94 (1979) Ma, В M , “ISUNE-2. A Computer Code for Light-Water Reactor Fuel Element Perfor- mance," American Nuclear Society (ANS) Winter Annual Meeting, San Francisco, Calif., 17-21 Nov 1975, also Trans ANS 22(1), 524 (1975). Ma, В M , "Irradiation Swelling, Creep and Thermal Stress Analysis of LWR Fuel Ele- ments, Computer Code ISUNE-2," J. Nuclear Engineering and Design. 34, 361-378 (1975) BNL-325, 3rd ed , Vol I and II, National Technical Information Service, U S Department of Commerce, 1973 Ma. В M , “Transient Fuel Element Performance and Safety Analysis of LMFBR,” Bologna University, Bologna, Italy, 10-14 April 1978 Beaked E C., and Culpepper, C. A , “Basic Compatibility of Uranium Carbides with Cr- Fe-Ni Alloys." Transactions, American Nuclear Society, 33, 262 (1979) Weber, С E . and Hirsch, H H„ “Dispersion-Type Fuel Elements,” Proc 1st U.N Conf., Geneva, 9. 196-202 (1955) Murray, P, and Williams, J., “Ceramic and Cermet Fuels,” ibid 6, 539-550 (1958) Dubuisson, J , et al, “The Preparation of Uranium-Uranium Carbide Cermets and Stoi- chiometric Monocarbide by Sintering Under Stress,” ibid., 6, 551-560 (№58) Korth, G E , and Beeston, J M., “Surveillance of Test Reactor Beryllium and Hafnium,” Report IN-1437 (Idaho Nuclear), Nov. 1970 Beeston, J M , et al., “Surveillance Testing and Property Evaluation of Beryllium." Proc Symposium on Materials Performance in Operating Nuclear Systems, 28-30 August, Ames, Iowa State University, 59-87 (1973). 395
39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 S3 54 1 2 3 4 5 Markin, M J , and Minter, F J UKAERE Report M/M 114(1957) Bernard, J , et al, Proc 2nd U.N Conf, Geneva, Л/Conf 15/P/l 166 (1958) King, R T , “Fuels and Materials Quarterly," QRNL-TM-33OO (December, 1970). Korth, G E , Beeston, M R , et al . “Damage in Highly Irradiated 1100 Aluminum," Proc Symposium on Materials Performance in Operating Nuclear Systems, 28-30 August, Ames, Iowa State University, 88-107 (1973) Sticgler, J О , et al. “High Fluence Neutron Irradiation Damage in Aluminum,” in Proc Radiation Damage in Reactor Materials, Vol II, 215 (1969), IAEA, Vienna Jostsons, A , and Long, E L , “Radiation Damage and the Effects of Postirradiation Anneal- ing in 1100 Grade Aluminum," Radiation Effects, 16, 83 (1972) Farrell, К . et al, “Postirradiation Examination and Testing of the ORR NF Tray," ORNL- TM-4183, 1973 Ma, В M , “Irradiation Creep and Growth of Reactor Structural Materials," International Conf of Fundamental Mechanisms of Radiation-Induced Creep and Growth, 8-10 May 1979, Chalk River, Ontario, Canada Pedraza, A J , and Fainstein-Pedraza, D , “Irradiation Growth of Zirconium-Base Alloys,” II, Annealed Material. J Nuclear Materials, 88 (2 and 3), 236 (1980) Carlander, R , Harkness. S D , and Yagger, R G , Nuclear Application and Technology, 7, 67-75 (1969) Bloom, E E , and Stiegler, J О , “Effect of Fast Neutron Irradiation on the Creep Rupture Properties of Type 304 Stainless Steel at 600'C,” U S AEC Report, ORNL-TM-3169, 1971 Claudson, T T, et al, “Fundamental Behavior of Structural Materials in Fast Reactor Environment," 4th U N Conf, Geneva, 10, 459-477 (1971) Bramhall. J L., Kissinger. H E . and Kulcinski, G L , “The Effect of Temperature on Void Formation in Irradiated Pure and Impure Metals," Proc International Conf on Irradiation- Induced Voids in Metals, 9-11 June 1971, Albany, N Y , U S AEC Conf 710609 Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep, Thermal-Shock and Thermal-Fatigue Analysis of Cylindrical Controlled-Thcrmonuclear-Reactor First Wall," Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) Ma, В’ M, “Transient Pellet-Cladding Interaction of LWR (Light-Water Reactor) Fuel Rods," 5th Intern Conf on Structural Mechanics in Reactor Technology, 12-17 Aug 1979, Paper No D2/7, West Berlin, Germany, also Nuclear Fng and Design, 58, 303-338 (1980) Gurinsky.D H , et al , "Corrosion in Liquid Metal Systems," Proc 3rd U N Conf, Geneva, 9, 550-560(1964) Глава 11 McIntosh, A G , and Heal, T J , “Materials for Nuclear Engineers." Interscience Publish- ers, 1960 European Nuclear Energy Agency, “Nuclear Graphite, Dragon Project Symposium, 1959," 1961 Nightingale, R E (ed ), “Nuclear Graphite," Academic Press, 1962 Proceedings, I st U N Conf, Geneva, 7, 1955, 2nd U N Conf, Geneva, 7, 1958, 3rd U N Conf , Geneva, 9, 1964, and 4th U N Conf , Geneva, 10, 1971 Watt, W , et al , Nuclear Power, 4, 86 (1959), Boyland, D A , G E C Atomic Review, 2. 44 (1959), also Matsuo, H , "The Effect of Porosity on the Thermal Conductivity of Nuclear Graphite," J Nuclear Materials, 89( I), 9-12 (1980) 396
6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 Conway-Jones, J M , British Power Engineering, 1, 64, (1960) Brown. A G R , and Watt, W , Materials in Design Engineering 51 (2), 16 (1960) Currie. L M , et al. Proc 1st U N Conf , Geneva, 8, Paper No А/Conf 8/p/534, (1955) Simmons, J H W , “The Effects of Neutron Irradiation on the Physical Properties of Graphite." S С I Conf on Carbon and Graphite, 1957 Kelly. В T. et al, “Studies of Irradiation Damage in Carbons and Graphites Appropriate to MK II Gas-Cooled Reactors (AGRs) and to MK III Gas-Cooled Reactors (HTRs)," Proc 4th U N Conf. Geneva. 10. 399-414(1971) Nightingale, R E, Davidson, J M , and Snyder, W A , Proc 2nd U N Conf, Geneva, А/ Conf 15/P/614 (1958) Nagasaki, R , Honda. T , and Iwata, T . “Radiation Damage Studies of Graphite in Japan,” Proc 4th U N Conf, Geneva. 10. 367-382 (1971) Ralstad, E. and Knudsen, D К . “Studies of Fuel/Clad Mechanical Interaction and the Resulting Interaction Failure Mechanism." Proc 4th U N Conf, Geneva. 10. 257 (1971) U S AEC Publication, “Liquid Metal Handbook,” 3rd Ed , 1955 Dwyer, О E , “Liquid Metal Handbook. Sodium and NaK Supplement,” U S AEC, 1970 Глава 12 Symposium on Reactor Control Materials, "Nuclear Science and Engineering, 4. 357-494 (1958) Ransohoff, J A , Nucleonics, 17(7), (1959), Russell. J I . Jr , et al , ibid. 18 (12), 88, 94 (1960) Power Reactor Technology, 3 (3), 26 (1960). 4 (1), 39 (1961) Glasstone, S, and Sesonkse, A, “Nuclear Reactor Engineering," D Van Ncstrand Co. 1963 Suchomel, R R . et al, “Hfo2, and Ta2O, as Grain Growth Inhibitors in Eu2O,," J Nuclear Materials. 61, 99-104 (1976) Kelly. В T . “The Thermal Expansion of Europium Sesquioxide," ibid, 61, 221 -224 (1976) Gilchrist, К F. , et al , “Physical Properties of Europium Sesquioxide," ibid, 68. 34-47 (1977) Rockwell. T, “Reactor Shielding Design Manual,” L S AEC Report TID-7004 (1956), Goldstein, H , “The Attenuation of Gamma Rays and Neutrons in Reactor Shields,” L S Government Printing Office, Washington. DC, 1957, also “I undamcntal Aspects of Reac- tor Shielding,” Addison-Wesley Publishing Co , 1959 Grotenhuis, M , “Lecture Notes on Reactor Shielding," US AEC Report ANL-6000 (1962) Blizard, E P (ed ), “Reactor Handbook." III. Part B, Shielding. Interscicncc Publishers, 1962 Ma, В M , “Heat Generation and Temperature Distribution in Cylindrical Reactor Pressure Vessels," Nuclear Engineering and Design, 11.416-426 (1970) Santoro, R T , et al , “Shielding Calculations for the TFTR (Tokamak Fusion Test Reactor) Neutral Beam Injector," Transactions. American Nuclear Society, 32, 261 (1979) Jaeger. R G (ed ), “Engineering Compendium on Radiation Shielding." Springer-Verlag. 1968 Schaeffer, N M (ed ), "Reactor Shielding for Nuclear Engineers," (J S AFC Report. TID- 25951, the National Technical Information Service, 1973 Journal, American Concrete Institute, 29, 965 (1958). “Concrete for Reactor Shielding," 2nd Ed , American Concrete Institute, 1962 397
16 Tipton, C R (ed.), “Reactor Handbook,” Vol. 1 Materials, Interscience Publishers, 1960; Walker, R I , and Grotenhuis, M , U.S. AEC Report ANL-6443 (1961). 17 . Grantham, W. J., U.S AEC Report, ORNL-3130 (1961) 18 Koutz, S. L., et al.. Proc 2nd U.N Conf Geneva, 10, 282 (1958); also Nucleonics, 16 (8), 116(1958). 19 . Dieckamp, H. M., et al.. Nucleonics, 19 (4), 73 (1961). 20 . Corliss, W. R„ and Harvey, D. G., “Radioisotopic Power Generation,” Prentice-Hall, Inc., 1964. 21 . Ma, В M., “Thermal and Pressure Stresses in Cylindrical Reactor Pressure Vessels,” Nuclear Engineering and Design, 11, 416-425 (1970). 22 Motz, H T., “Slow-Neutron Capture Gamma Rays from Sodium and Cadmium," Physical Review, 104, 1353(1956). 23 Braid, T. H , “Neutron-Capture Gamma Rays from Various Elements,” Physical Review, 102, 1109(1956). 24 Grashev, L. V , et al., “Thermal Neutron Capture Gamma Rays,” Proc. 1st U.N Conf Geneva, 2, 39(1955). 25 Barthelomew, G. A., and Higgs, L A., “Compilation of Thermal Neutron Capture Gamma Rays,” CRG P-784 (July 1958). 26 West, J T., et al, “Developing an American Nuclear Society Coupled Cross Section Stan- dard for Concrete Shielding,” Transactions, American Nuclear Society, 28, 642 (1978) 27 US AEC Report, “The Safety of Nuclear Power Reactors (Light Water Cooled) and Related Facilities," WASH-1250 (1973) 28 IAEA, Principles and Standards of Reactor Safety," Proc. Symposium on Principles and Standards of Reactor Safety, 5-9 Feb. 1973 at Julich, International Atomic Energy Agency, Vienna (1973). 29 Rasmussen, N. C., "Reactor Safety Study—An Assessment of Accident Risks in U.S Com- mercial Nuclear Power Plants,” U.S AEC Report, WASH-1400 (1974), and subsequent supplements. 30 Project Management Corporation, “Preliminary Safety Analysis Report, Clinch River Breeder Reactor Project,” (April 1975), and subsequent annual reports 31 Bishop, W N., and Nitti, D. A., Reactor Technology, 10 (4), 451 (1971). 32 Proceedings, Conf on Breeding Economics and Safety in Large Fast Power Reactors, U.S. AEC Report, ANL-6792, (7-10 Oct 1963); Conf, on Safety, Fuels and Core Design in Large Fast Power Reactors. U.S. AEC Report ANL-7I2O, (11-14 Oct. 1965); also Inter- national Conf, on Sodium Technology and Large Fast Reactor Design, U.S AEC Report, ANL-7520, (7-9 Nov. 1968). 33 Shaw, M., “The US Civilian Power Reactor Development Program,” Proc. 4th U.N Conf. Geneva, 5, 3-20(1971). 34 . Vandryes, G., et al., “Situation et Perspectives de la Filiere des Reacteurs A Neutrons Rap- ides En France," (Fast Reactors in France- Present Status and Prospects for the Future), ibid, 5, 21-35(1971). 35 . Carlwright, H., et al, “Review of the Progress of Sodium-Cooled Fast Reactors in the United Kingdom,” ibid, 5, 43-61 (1971) 36 . Kintner, E E < Laney, R V., and Esselman, W H , “Status and Experimental Progress in the LMFBR Program,” ibid., 5, 169-184 (1971). 37 Ma, В. M., “Irradiation Swelling, Creep, and Thermal Fatigue Analysis for LMFBR Pres- sure Vessels,” presented at the 1974 ASME Pressure Vessel and Piping Conf Miami Beach, Florida (24-28 June 1974). 38 Levenson, M.. et al., “Major Contributions from EBR-II, SEFOR, and FERMI,” ibid, 5, 143-156(1971). 39 Clinch River Breeder Reactor Plant Project, 1979 Technical Progress Report. CRBRP- ARD-0254, Advanced Reactor Div. Westinghouse Electric Corp . May 1980 398
40 McLain, H A , “Potential Metal-Water Reactions in Light-Watcr-Cooled Power Reac- tors,” U S AEC Report ORNL-NSIC-23 Oak Ridge National 1 aboratory (August 1968) 41 Lawson, C G , “Emergency Core-Cooling System for Light-Water-C(x>led Power Reac- tors,” US AEC Report, ORNL-NS1C-24 (Oct 1968) 42 Dietz, К A (ed ), “LOFT Engineered Safety Systems Investigations," L S AEC Report. IDO-17258, Phillips Petroleum Co (April 1969) 43 Idaho Nuclear Corp , “Water-Reactor Safety Program Plan." U S AFC Report, WASH- 1146(Feb 1970) 44 Harrer, J, and Beckerley. J , "Nuclear Power Reactor Instrumentation Systems Hand- book.” U S AEC, Technical Information Service. I, II. 1973-74 Глава 13 1 Ma, В M , “Radiation and Creep Analysis for Stress Distribution in Annular Fuel Ele- ments," Trans American Nuclear Society (ANS), 6 (2), 390 (1963) 2 Ma, В M . and Murphy, G . “Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- butions in Tubular Fuel Elements," Nuclear Science and Engineering, ANS, 20 (4), 536-546 (1964) 3 Ma. В M . and Murphy. G , “Radiation and Creep Analysis for Strains and Stresses in Annular Fuel Elements," Nuclear Structural Engineering (formerly Nuclear Engineering and Design), 1, 141-156 (1965) 4 Ma, В M , “Environmental Effects of Nuclear Power Plant and Radioactive Waste Solidi- fication and Storage," 8th Annual Meeting of the Safety of Engineering Science, 9-1 1 Nov (1970), Washington, D C , also proc of the meeting (1971) 5 US Energy Research and Development Administration (ERDA) Report, “Nuclear Fuel Cycle," ERDA-33, UC-2, (1975), also IAEA “Regional Nuclear Fuel Cycles Center," Vienna, Austria (1977) 6 Proc International Conf on the Nuclear Fuel Cycle, Atomic Industrial Forum (28-31 October 1975) 7 Benedict. M , et al, “Report of Uranium Isotope Separation Review ad hoc Committee,” U S AEC Report ORO-658 (1968), Addendum (1970), ORO-694 (June 1972) 8 Quinn. G F , “Uranium Resources,” Statement on additional uranium enrichment capacity before the Joint Committee on Atomic Energy. 47 (31 July 1973) 9 Vanstrum, P R , “Uranium Enrichment Processes," Proc Atomic Industrial Forum Inter- national Conf on Uranium Enrichment (23-26 April 1974) 10 Wilcox, W J , Jr, Lang, D M , and Levin, S A , “Process Selection for New Uranium Enrichment Plants,” U S ERDA Report. K-L-6344. (6 March 1975), also Wilcox. W J . Jr , “Uranium Enrichment—A Review of the Present World Status Capacity, Technology, and Plans," K/TD-394 (1979) 11 Vanstnim.’P R , and Wilcox, W J , Jr , “Alternative Technologies for Meeting Uranium Enrichment Demands," U S ERDA Report, Y/EX-l (1 December 1976) 12 Glasstone. S. “Principles of Nuclear Reactor Engineering," D Van Nostrand Co, 1955, also Glasstone, S , and Sesonske, A , “Nuclear Reactor Engineering," 1963, and 1981 13 Benedict. M , and Pigford, T H , “Nuclear Chemical Engineering," McGraw-Hill. New York. 1957 14 Trammell. H E , “A Perspectiveon Nuclear Power and Uranium Enrichment." U S ERDA Report, K-GD-1442 (18 March 1976). 15 Chamberlain, L N , et al, “Operational Experience on Centrifuge Enrichment Plants," Proc International Conf on Uranium Isotope Separation, London, 99-107 (1976) 16 Baranowski, F P, “Versatility of Feed in Supply of Enriched Uranium," Uranium Industry Seminar, (October 1974) 399
17 Becker, E W , et al, “The Separation Nozzle Process for Enrichment of Uranium-235,” Proc 4th UN Conf, Geneva, 9, 3-13(1971) 18 Becker, E W , et al, “Physics and Development Potential of the Separation Nozzle Pro- cess,” Proc International Conference on Uranium Isotope Separation," 1-9 (1975); also “Current Status of the Separation Nozzle Technology," ibid, 11-15 (1975) 19 Geppert, H., et al., “The Industrial Implementation of the Separation Nozzle Process," ibid, 17-26 (1975). 20 Bier, К , et al., “Untersuchung des Stromungsverlaufs von He/Ar-und He/SF,—Gemischen in der Trerfnduse mit molekular angestromten Druchsonden,” KFK 1440, Gesellschaft fur Kernforschung, Karlsruhe, 1971 21 Nebenzabl, I, “Some Technical Aspects of the Laser Isotope Separation Method," Proc. International Conference on Uranium Isotope Separation,” 33-36 (1976) 22 . Jetter, H., Gurs, K., and Dibbert, H. J , “Uranium Isotope Separation Using IR-Lasers,” ibid, 27-32(1976). 23 . Allen, T. К , and Tait, J H., “Laser Isotope Separation,” ibid, 37-42 (1976). 24 . Tuccio, S. A., Dubrim, J. W., Perterson, O. J., and Shavely, В В , U S. AEC Report, UCRL 75696 (1974); also paper presented at the 8th IQE Conference, San Francisco, Calif., June 1974 25 . Martin, F. S , and Miles, G L, “Chemical Processing of Nuclear Fuels,” Academic Press, 1958 26 Flagg, J. F (ed), “Chemical Processing of Reactor Fuels," Academic Press, 1961 27 Proceedings, 2nd U N. Conf, Geneva, 17 (1958), 1st U N. Conf.. 9 (1955). 28 Foster. D L , Salvalainen. J E , and Wymer, R G , “Nuclear Reactor Fuel Dissolution." Proc 1st U N Conf, Geneva, 9, 546 (1955) 29 Stoller, S M, and Richards, R N (eds), "Reactor Handbook,” II, "Fuel Processing," Interscience Pub, 1961, also Cooper, V R, and Walling, M T, Prcc 2nd U N Conf Geneva, 17, 291 (1958) 30 Lawroski, S , “Survey of Separations Processes," ibid , 9, 575 (1955) 31 Hyman, H H , Vogel, R C , and Katz, J J , "Decontamination of Irradiated Reactor Fuel by Fractional Distillation Processing Using Uranium Hexafluoride." ibid , 9, 613 (1955) 32 “Melt Refining of EBR-II Fuel," Nuclear Science and Engineering, 6, 493, et seq (1959), 9, 55 etseq (1961) 33 Koch, L J , et al , “Construction Design of F.BR-II An Integrated Unmoderated Nuclear Power Plant,” Proc 2nd U N Conf, Geneva, 9, 323 (1958), also “Sodium Cooled Fast Breeder Reactors," ibid , 3rd U N Conf, Proc 6,33(1964) 34 ERDA-76-43, “Alternatives for Managing Wastes from Reactors and Post-Fission Opera- tions in the LWR Fuel Cycle (5 volumes),*May 1976 35 Slansky, С M (ed ), Technical Division Quarterly Progress Report for the Period April- June 1977, Allied Chemical Corp Idaho Chemical Program. ICP-I 123, 1977. also Stanskj. С M , “Review of Corrosion and Materials Selection in Radioactive Waste Handling." Reviews of Coating and Corrosion,” 3 (2, 3). 79 (1979) 36 Ma, В M , “Large Reactors for Power and Water Desalting," Nuclear Engineering and Design, 12, 9-17 (1970) 37 Ma, В M , "Some General Considerations on Nuclear Plant Startup, Operation and Eco- nomics." Proc 37th American Power Conf, Chicago, 37, 122-128 (1975) Глава 14 1. Ma, В M , and Murphy G , "Radiation and Creep Analysis for Strain and Stress Distri- butions in Tubular Fuel Elements," Nuclear Science and Engineering, 20 (4), 536-546 (1964) 400
2. Ma, В. M„ and Murphy, G., “Radiation and Creep Analysis for Strains and Stresses in Annular Fuel Elements,” Nuclear Structural Engineering (Nuclear Engineering and Design), 1, 141-154(1965). 3. Ma, В. M., “Mechanical Analysis for Solid Cylindrical Fuel Elements of Nuclear Reactors,” Nuclear Engineering and Design, 3, 402-411 (1966). 4. Ma, В. M., “Irradiation Growth and Swelling Analysis for Finite Cylindrical Fuel Ele- ments,” Transactions, American Nuclear Society, 9 (1), 67 (1966). 5. Ma, В. M„ “Radiation Growth and Swelling Analysis for Cylindrical Fuel Elements at a Positive Reactor Period,” Nuclear Science and Engineering, 26, 96-109 (1966) 6. Dietrich, J. R., and Zinn, W. H„ “Solid Fuel Reactors,” Addison-Wesley Pub Co., 1958 7. “The Shippingport Pressurized Water Reactors,” Addison-Wesley Pub Co, 1958 8. Kramer, A. W., “Boiling Water Reactors,” Addison-Wesley Pub Co., 1958. 9. “The ORNL Gas-Cooled Reactor,” U.S. AEC Report ORNL-2500, Oak Ridge National Laboratory, 1958; also "Zinn, W. H , and Dietrich, J P., “Peach Bottom Reactor” Power Reactor Technology, 5 (3), 61-65 (1962) 10. Hausner, H. H., and Schumar, J. F. (eds.), “Nuclear Fuel Elements,” Reinhold Pub Co., 1959. 11 Proceedings, Symposium on Fuel and Fuel Elements, Brussels, Belgium, IAEA, 1974 12 Proc. “Fast Reactor Fuel Element Technology,” American Nuclear Society (ANS), 1971; also Proc. “Advanced LMFBR Fuels,” ANS, 1977. 13 U. S. AEC Homogeneous Reactor Project Reports, ORNL-1943, 1055, ORNL-2096, 1956, ORNL-2379, 1957, ORNL-2493, 1958, Oak Ridge National Laboratory 14. Lane, J. A., MacPherson, H. G., and Maslan, F., “Fluid Fuel Reactor,” Addisoh-Wesley Pub. Co., 1958; Rosenthal, M. W., et al, “Advances in the Development of Molten-Salt Breeder Reactors,” Proc. 4th U.N. Conf., Geneva, 5, 225-237 (1971) 15. Miles, F. T, et al., “Liquid Metal Fuel Reactor With Recycled Plutonium,” Proc 2nd U.N. Conf., Geneva, 9, 180-187 (1958). 16 DeBoisblanc, D. R„ et al., “The Advanced Test Reactor-ATR Final Conceptual Design,” U.S. AEC Report IDO-16667 (Nov. 1960), also Marsden, R. S., et al., IDO-16668 (March 1961). 17 McKinney, A. L„ et al., “Advanced Test Reactor Critical Experiments, Final Report,” U.S. AEC Report T1D-19421 (August 1963). 18. Beaver, R. J , et al., “Procedures for Fabricating Aluminum Base ATR Fuel Elements Con- taining High Investments of Enriched U,O,,” U.S. AEC Report, ORNL-3632 (April 1964) 19 Braber, M J., et al., “Results of ATR Sample Fuel Plate Irradiation Experiment," U S AEC Report, IDO-16958 (March 1964). 20. DeBoisblanc, D R., et al., “The NRTS Advanced Test Reactor,” Proc. 3rd U.N Conf. Geneva, 7, 303-313 (1964). 21. Seidel, B. R., and Walters, L. C., “EBR-II Metallic Driver Fuel—A Live Option,” pre- sented at the Nuclear Engineering Conf, of the ASME Century II Emerging Technology Conf. 19-21 August 1980, San Francisco, California. 22 Macherey, R. E., Alter, H. W, and Shoudy, A. A., “Fabrication of Solid Fuels for Fast Reactors,” Proc. 3rd U.N. Conf., Geneva, 10, 180-189 (1964) 23. Jelineck, H. F., and Iverson, G. M., Nuclear Science and Engineering, 12, 405 (1962). 24. Carson, N. J , Jr., and Brake, S. B., Nuclear Science and Engineering, 12, 412 (1962) 25 Grunwald, A. P., ibid. 12, 419 (1962). 26. Belle, J., “Properties of Uranium Dioxide,” Proc. 2nd U N. Conf., Geneva 6, 569 (1958). 27. Chalder, G. H., et al., “The Fabrication and Properties of Uranium Dioxide Fuel,” ibid, 6, 590(1958). 28 Runfors, U , Schonberg, N„ and Kiessling, R„ “The Sintering of Uranium Dioxide,” ibid, 6, 605(1958). 401
29 30 31 32. 33 34. 35 36. 37 38 39 40 41. 42. 43 44 45 46 47 Ма, В. M., “Heat Generation and Temperature Distribution in Cylindrical Reactor Pressure Vessels,” Nuclear Engineering and Design, 11, 1-15 (1970) Ma, В. M., “Thermal and Pressure Stresses in Cylindrical Reactor Pressure Vessels,” ibid, 11,416-428(1970). Ma, В M., “Creep Stress Distribution in Long, Cylindrical Reactor Pressure Vessels, 1st National Congress on Pressure Vessel and Piping Technology, ASME, Paper No 71-PVP- 29, San Francisco, Calif. (10-12 May, 1971). Ma, В M , “Irradiation Swelling, Irradiation Creep and Stress Analysis for LMFBR Pres- sure Vessels.” the 1974 ASME National Pressure Vessel and Piping Technology Conf, Paper No 26-4, Miami Beach, Florida (24-28 June, 1974). Ma, В. M , “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Fatigue Behaviors of LMFBR Pres- sure Vessels," J. Franklin Institute, 299, 127-146 (1975) Arnold, W. H., U.S AEC Report YAEC-132 (1959) Ma, В M, and Cheng, С. K, “ISUNE-1, A Computer Code for Performing Thermal Radiation and Mechanical Analysis of Oxide Fuel Elements of Fast Reactor in Unsteady State,” Trans. American Nuclear Society, 12 (1), 125 (1970). Ma, В. M , “Thermal, Radiation and Mechanical Analysis for Fast Reactor Fuel Elements,” Proc 1st Intern Conf on Structural Mechanics in Reactor Technology, Paper No. Cl/5, Berlin, West Germany (19-24 Sept 1971). Cheng, С K, and Ma, B. M , “Thermal, Radiation and Mechanical Analysis—Fuel Restructuring Unsteady State of Cylindrical Oxide Elements in Fast Reactors,” Nuclear Science and Engineering, 48, 139-158 (1972) Ma, В. M , “ISUNE-2, A Computer Code for Light Water Reactor Fuel Element Perfor- mance,” Trans American Nuclear Society, 22 (1), 524 (1975) Ma. В. M., “Irradiation Swelling, Creep and Thermal Stress Analysis of LWR Fuel Ele- ments, Computer Code ISUNE-2” Nuclear Engineering and Design 34, 361-378 (1975) Ma, В M, “Transient Pellet-Cladding Interaction of LWR Fuel Rod-Computer Code ISUNE-4, Proc 5th Intern Conf on Structural Mechanics in Reactor Technology, Paper No D 2/7, Berlin, West Germany, 13-17 Aug 1979, also Nucl Eng Design, 58, 303-338 (1980) Asamoto, R R , et al, “Center Temperature Measurements of Mixld Oxide Fuel-0-3000 MWD/Te,” GEAP-13603 (1970). Kjerheim, G., and Rolstad, E , “In-Pile Determination of UO, Thermal Conductivity, Den- sity Effects and Gap Conductance, HBR-80 (1967) Ma, В M , “Swelling, Creep and Thermal Fatigue Analysis for Cylindrical Fusion Reactor Vacuum.Wall,” Proc. Invited Lecture, 2nd Intern Conf, on Structural Mechanics in Reac- tor Technology, Berlin, West Germany,.10-14 Sept. 1973, also “Irradiation Swelling, Creep, Thermal-Shock and Thermal-Cycling Fatigue Analysis of Cylindrical Controlled Thermonuclear Reactor First Wall,” Nuclear Engineering and Design, 28, 1-30 (1974) Rolstad, E., and Knudsen, К D., “Studies of Fuel/Clad Mechanical Interaction and the Resulting Interaction Failure Mechanism,” Proc. 4th U N. Conf. Geneva, 10, 257-271 (1971); also “In-Core Study of the Influence of Important Fuel Design Parameters on the Elongation and “Bamboo-Ridge"Formation of Zircaloy-2 Clad UO, Fuel Rods," Reaktor- taging, Bonn, 3 March-2 Apnl (1971), Halden, Norway Ma, В. M., “Irradiation Creep and Growth of Reactor Structural Materials,” International Conf, on Fundamental Mechanisms of Radiation-Induced Creep and Growth, 8-10 May 1979, River, Ontario, Canada Scatena, G. J , “Fuel Cladding Embrittlement During a LOCA." U S. AEC Report NEDO- 10674, Oct. 1972; also “High Temperature Corrosion Results,” GEMP-544, August 1967 Ballinger, E C , Dobson, W G , and Biederman, R R , “Oxidation Reaction Kinetics of Zircaloy-4 in an Unlimited Steam Environment,” J Nuclear Materials, 62, 213-220(1976) (Worcester Polytechnic Institute, WPI) 402
48 49 50 51 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 Cathcart, J W , Quarterly Progress Repqrt on Zirconium Metal-Water Oxidation Kinetics Program. Oak Ridge National Laboratory, April-June 1976 Westerman, R. E , and Hesson, G M , “Zircaloy Cladding ID/OD Oxidation Studies,” Electric Power Research Institute, EPRINP-525, Nov 1977 (Battelle Northwest Lab, ENWL) Proceedings, International Symposium on Design, Construction and Operating Experience of Demonstration Liquid-Metal Fast Breeder Reactor, IAEA, Bologna, Italy, 12-14 April 1978 Steele. L E , and Serpan. C. Z , Jr , “Analysis of Reactor Vessel Radiation Effects Surveil- lance Program, ASTM STP-481, 1970 Глава 15 Corliss. W R , and Harvey. D. G , “Radioisotopic Power Generation," Prentice-Hall, Inc . 1964 Barber. E. “Thermionic and Thermoelectricity," J PL Literature Search .No 294, 1960, “Thermionic and Thermoelectric Conversion System," ibid No 392.1962 Elgi, P H (ed j, “Thermoelectricity," John Wiley & Sons. I960 Kaye, J , and Welsh. J A (eds ), “Direct Conversion of Heat to Electricity," John Wiley & Sons, 1960 McDonald. D К C , “Thermoelectricity—An Introduction to Its Principles,” John Wiley & Sons, 1962 Schulman, F, Nucleonics, 21 (0). 56 (1963) Dieckamp, H M . et al, Nucleonics, 19 (4), 73 (1961) Blair, J , “Static Thermal Converters, Energy Conversion System Reference Handbook," IV, AD-256702, WADD TR6O-699, 1960 Hernguist, К G , Nucleonics, 17 (7), 49 (1959) Grover. G M . Nucleonics, 17 (7), 54 (1959) Power Reactor Technology, 3 (1), 6 (1959), 3 (3), 48 (1960) Corliss. W R , “Survey of Space Power Requirements." American Rocket Society (ARS), Preprint, 2520-62, 1962 Kovacik.V P , “Dynamic Engines for Space Power System " ibid J ARS, 32, 15)1 (1962) Snyder, H W (ed ). “Energy Conversion for Space Power.” Academic Press, 1961 Arnold, W R , Tuck, J L . Jr , et al , Phys Rev 93, 483 (1954) Jarmie, N , and Seagrave, J D (eds ). U S AEC Report I A-210411957) Tuck, J L.Jr.GS AEC Report, LA-1190 (1955) Thompson, W G , Proc Phys Soc (I ondon). Section B, 70, 1 (1957), also LKAE?X Report AERE, T/M-138 (1956) Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep, Thermal Shock and Thermal Cycling Fatigue Analysis of Cylindrical Controlled Thermonuclear Reactor First Wall,” Nuclear Engineer- ing and Design, 28, 1 -30 (1974) Ma. В M , “Radiation Effects on Controlled Thermonuclear Reactor First Wall Materials with Fast Neutron Fluxes.” International Conference on Radiation Effects and Tritian Technology for Fusion Reactor, Gatlinburg, Tennessee, 1-3 Oct 1975 Proceedings, Sth IEEE Symposium on Engineering Problems of Fusion Research, Princeton, N J , 1973; 6th IEEE Symposium on Engineering Problems of Fusion Research, San Diego, Calif 1976; also the IEEE Symposium on Engineering Problems of Fusion Research, Knox- ville, Tenn. 1977 File, J , Knudson, D S , and Rappie, G H . “Non-Superconducting Magnet Structures for Near-Term Large Fusion Experimental Devices," Nuclear Engineering and Design, 58 (2), Special Issue on Fusion, 167-190(1980) 403
23 Badger, В, et al, “UWFDM-68 Report, University of Wisconsin, Madison, 1973 24 Hackley, D S , and Waszazak, J P, Proc 7th Symposium on Engineering Problems of Fusion Research 920 (1977). 25 Quay, К . et al Proc 7th Symposium on Engineering Problems of Fusion Research, 935 (1977). 26 Heyne, C J , et al, Proc 7th Symposium on Engineering Problems of Fusion Research. 935 (1977) 27 McHenry, H 1 , and Reed, R P , “Structural Alloys for Superconducting Magnets in Fusion Energy System,” Nuclear Engineering and Design, 58, 219-236 (1980) 28 Ma, В M , “Swelling, Creep, and Thermal Fatigue Analysis for Cylindrical Fusion Reactor Vacuum Wall,” Invited Lecture, Proc 2nd International Conference on Structural Mechan- ics in Reactor Technology, 10-14 Sept 1973, West Berlin, Germany 29 Ma, В M , “Irradiation Swelling, Creep, Thermal Fatigue Behaviors of of LMFBR Pressure Vessels,” Journal of the Franklin Institute, 299, 127—146 (1975). 30 Ma, В M , “Irradiation Effects on CTR First Wall,” Nuclear Engineering and Design. 39, 203-213 (1976) 31 Brager, H. R, and Laidier, J. J , “Swelling of Cold-Worked 316 Stainless Steel to High Neutron Fluence,” Semi-Annual Progress Report HEDL-TME 74-51, HEDL-62 (1974) 32 Bramman, J J , et al., “Void Formation in Cladding and Structural Materials Irradiated in DFR,” Proc of the International Symposium on Radiation Induced Void in Metals, Albany, NY., US AEC Symposium Series 26, 125-139(1971).
ОГЛАВЛЕНИЕ Предисловие к русскому изданию....................................... 3 Предисловие автора................................................... 5 Глава 1. Ядериая энергия и материалы................................. 1 1.1. Ядериая энергия.......................................... 1.2. Энергия деления........................................... 7 1.3. Типы реакторов деления.................................... 7 1.4. Перспективы использования термоядерной энергии........... 25 1.5. Радионуклидное производство энергии и ее использование... 27 1.6. Требования, предъявляемые к выбору ядерных материалов.... 30 1.7. Заключение............................................... 30 Глава 2. Свойства реакторных материалов и предъявляемые к ним тре- бования ............................................................ 31 2.1. Техническое проектирование и выбор материалов ядерных кон- струкций ...................................................... 31 2.2. Требования, предъявляемые к свойствам ядерных материалов 31 2.3. Анализ общих свойств материалов при их выборе для ядерных реакторов...................................................... 32 2.4. Анализ специфических свойств материалов при их выборе для ядерных реакторов.............................................. 35 2.5. Использование ЭВМ для выбора материалов при проектировании реакторов...................................................... 37 2.6. Анализ конструкции с помощью ЭВМ......................... 37 2.7. Вычислительная программа................................. 38 2.8. Заключение............................................... 39 "лава 3. Основные компоненты и материалы ядерных реакторов деления 39 3.1. Классификация материалов ядерных реакторов деления....... 39 3.2. Ядерные топливные материалы [2-5]........................ 40 3.3. Конструкционные материалы [3,7-11]....................... 41 3.4. Материалы замедлителя, отражателя и зоны воспроизводства [5,12-19]...................................................... 42 3.5. Материалы органов регулирования [20- 23]................. 43 3.6. Теплоносители [5,24-27].................................. 44 3.7. Материалы защиты [5,28-30]............................... 45 3.8. Системы аварийной защиты [31, 32]...................... 45 3.9. Атомная электростанция (с реактором деления)............. 46 3.10. Заключение.............................................. 47 Глава 4. Фундаментальные радиационные явления в материалах.......... 48 4.1.В ведение................................................ 48 4.2. Классификация дефектов кристаллического строения......... 48 4.3. Взаимодействие ядерного излучения с веществом............ 51 4.4. Радиационное повреждение нейтронами...................... 51 4.5. Возможные модели радиационного повреждения............... 53 4.6. Пороговая энергия смещения атома......................... 54 4.7. Основные формулы, описывающие радиационное повреждение 55 4.8. Влияние облучения на изменение свойств................... 58 4.9. Параметры, определяющие эффекты радиационного повреждения 58 405
Глава 5. Влияние облучения на реакторные материалы................... 59 5.1. Введение.................................................. 59 5-2. Поглощение нейтронов топливными и конструкционными мате- риалами .................................................... 61 5.3. Основные закономерности процесса накопления нуклидов в облу- чаемых нейтронами материалах ................................... 61 5.4. Интегральный поток нейтронов (флюенс)....................... 63 5.5. Пороговые значения интегрального потока нейтронов........... 64 5.6. Влияние облучения на свойства материалов.................... 67 5.7. Изменение ядерных характеристик материалов при облучении 67 5.8. Изменение физических свойств облучаемых материалов.......... 68 5.9. Влияние облучения на теплофизические свойства............... 70 5.10. Влияние облучения на механические свойства.................. 70 5.11. Радиационное распухание (свелинг)........................... 80 5.12. Влияние облучения на коррозию............................... 81 5.13. Влияние облучения на свойства материалов при низких темпе- ратурах ......................................................... 83 5.14. Отжиг радиационных повреждений.............................. 84 5.15. Заключение.................................................. 85 Глава 6. Металлический уран............................................ 88 6.1. Введение.................................................... 88 6.2. Основное топливо ядерной энергетики......................... 89 6.3. Производство металлического и керамического урана........... 89 6.4. Металлический уран.......................................... 93 6.5. Коррозия.................................................... 98 6.6. Сплавы урана................................................ 99 6.7. Влияние облучения на урановое топливо..................... 103 Глава 7. Керамический уран........................................... ПО 7.1. Введение..................................................ПО 7.2. Керамические урановые соединения.......................... Ц1 7.3. Диоксид урана, оксидное топливо........................... 113 7.4. Радиационное распухание оксидного топлива................. 118 7.5. Радиационная ползучесть оксидного топлива................. 120 7.6. Выделение газообразных продуктов деления из оксидного топлива 121 7.7. Монокарбид урана, карбидное топливо....................... 122 7.8. Нитрид, силицид и сульфиды урана.......................... 125 7.9. Коррозия.................................................. 134 7.10. Техника безопасности и охрана здоровья.................... 135 7.11. Заключение................................................ 135 Глава 8 Плутоний..................................................... 136 8.1. Введение.................................................. 136 8.2. Распространенность в природе и получение.................. 136 8.3. Свойства плутония......................................... 136 8.4. Металлические сплавы плутония.............................140 8.5. Керамические соединения плутония..........................143 8.6. Смешанное керамическое уран-плутониевое топливо...........145 8.7. Коэффициент воспроизводства, избыточный коэффициент и время удвоения........................................................ 151 8.8. Радиационные эффекты......................................154 8.9. Коррозионные эффекты......................................159 8.10. Меры предосторожности, безопасность и охрана здоровья.......161 Глава 9. Торий.......................................................163 9.1. Введение..................................................163 9.2. Распространенность, экстракция и производство.............163 9.3. Свойства тория............................................165 9.4. Получение.................................................169 9.5. Металлические сплавы на основе тория......................170 9.6. Керамические соединения тория.............................172 9.7. Радиационные эффекты......................................175 406
9.8. Коррозионные эффекты....................................177 9.9. Радиоактивный распад в торий-урановом топливном цикле....178 Глава 10. Конструкционные материалы: металлы, керамика, керметы 182 10-1 .Введение.......................................................... 10.2. Металлы и сплавы.........................................183 10.3. Бериллий и его соединения [3,5-7]........................184 10.4. Магний, его сплавы и соединения..........................189 10.5. Алюминий, его сплавы и соединения.......................19'1 10.6. Цирконий и его сплавы....................................194 10.7. Нержавеющая сталь и никелевые сплавы.....................200 10.8. Керамика и керметы.......................................204 10.9. Влияние облучения на конструкционные материалы...........208 10.10. Закономерности коррозии и комбинация коррозионного и уста- лостного растрескивания ........................................217 10.11. Коррозия реакторных конструкционных материалов..........219 10.12. Заключение..............................................223 Глава 11. Материалы замедлителя, отражателя, бланкета и теплоносителя 225 11.1. Введение.................................................225 11.2. Материалы замедлителя и отражателя.......................226 11.3. Графит...................................................227 11.4. Материал бланкета........................................236 11.5. Материал теплоносителя...................................239 Глава 12. Материалы систем регулирования, защиты и аварийной защиты 246 12.1. Введение.................................................246 12.2. Регулирование реакторов..................................247 12.3. Органы регулирования и материалы.........................247 12.4. Зашита реактора..........................................254 12.5. Ядерное излучение, вторичное 7-излучение и фактор накопления 254 12.6. Материалы зашиты.........................................255 12.7. Системы аварийной зашиты реактора и используемые в них мате- риалы .........................................................262 Глава 13. Материалы в ядерных топливных циклах, процессах обогащения и переработки топлива...............................................276 13.1. Введение.................................................276 13.2. Ядерные топливные циклы..................................277 13.3. Технология ядерного топливного цикла.....................281 13.4. Материалы, используемые в ядерных топливных циклах.......281 13.5. Обогащение топлива.......................................282 13.6. Основные преимущества и недостатки методов обогащения топ- лива ..........................................................294 13.7. Материалы, используемые в процессах обогащения топлива... 295 13.8. Переработка топлива ....................................295 13.9. Материалы, используемые в процессах переработки отработавшего топлива и при обращении с радиоактивными отходами..............303 13.10. Переработка ядерного топлива............................306 13.11. Топливные материалы, участвующие в U-Pu-топливном цикле 308 Глава 14. Материалы твэлов, каналов для теплоносителя, систем трубо- проводов и корпусов реакторов деления.............................. 309 14.1. Введение.................................................309 14.2. Тепловыделяющие элементы............................... 310 14.3. Связующий материал.......................................317 14.4. Материалы, применяемые при изготовлении твэлов...........319 14.5. Каналы для теплоносителя и системы трубопроводов.........322 14.6. Материалы каналов для теплоносителя и системы трубопроводов 324 14.7. Корпуса реакторов под давлением........ .... 324 14.8. Основные радиационные эффекты............................331 14.9. Коррозия материалов твэлов, каналов теплоносителя, систем тру- бопроводов и корпусов реакторов ... .......... 339 407
14.10. Основные данные по образованию трещин в твэлах под действием усталостных напряжений и коррозии................................340 14.11. Образование коррозионных и усталостных трещин и течей в кана- лах для теплоносителей, трубопроводах и проходках в корпусах реакторов........................................................341 Глава 15. Материалы радионуклидных генераторов энергии и термоядер- ных реакторов........................................................343 15.1. Введение.................................................343 15.2. Радионуклидное преобразование энергии....................344 15.3. Радионуклидное топливо...................................352 15-4. Материалы оболочек, конструкционные материалы, теплопередаю- щие материалы и теплоносители радионуклидных генераторов 354 15.5. Концептуальные проекты термоядерных реакторов............356 15-6. Основные компоненты и материалы термоядерных реакторов 358 15-7.Ядерные топливные материалы и топливные циклы ядерного синтеза.....................................................359 15.8. Конструкционные материалы................................360 15.9. Материалы замедлителя, отражателя и бланкета.............361 15.10. Материалы теплоносителя и защиты.........................362 15.11. Материалы для изготовления магнитной системы и системы безопасности.....................................................363 15.12. Взаимодействие плазмы с первой стенкой...................370 15.13. Совместимость материалов первой стенки и теплоносителя блан- кета ............................................................370 15.14. Тепловые эффекты в материале первой стенки...............372 15.15. Влияние облучения на материалы первой стенки.............374 15.16. Предполагаемые материалы первой стенки, ее геометрия и усло- вия работы.......................................................377 Список литературы................................................... 381 ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ Б.М. Ма МАТЕРИАЛЫ ЯДЕРНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ УСТАНОВОК Редактор Л.В. Белова. Художественный редактор А. Т. Кирьянов Технически^ редактор Т.Н. Тюрина. Корректор Г.А. Полонская Операторы Н.С. Потемина, О.В. Канатникова ИБ № 1849 Набор выполнен в Энергоатомиздате на Композере ИБМ-82. Подписано в печать 10.09.87. Формат 60 X 90 1/16- Бумага офсетная № 1. Печать офсетная. Усл. печ. л. 25,5. Усл. кр.-отт. 25,5. Уч.-изд. л. 30,33. Тираж 1840 экз. Заказ 702 Цена 2 р. 40 к. Энергоатомиздат, 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10 Московская типография № 6 Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли 109088, Москва, Ж-88, Южнопортовая ул., 24.