Металлические тантал и молибден были несовместимы с UN при 1200 ºС. Уран-содержащая фаза была обнаружена на границах зерен Mo, содержащего 44 % урана.
24.5.7. Влияние облучения на свойства мононитрида
Радиационная ползучесть. С учетом действия облучения радиационная ползучесть нитридного топлива может быть представлена в виде:
где A – постоянная, F – скорость делений в топливе, см-3·с-1. На основании анализа и обработки данных для мононитрида урана по-
стоянная А = (0,4 – 0,6)·10-21, [(дел/см3)·МПа]-1.
На рис. 24.260 представлены экспериментальные данные о внутриреакторной скорости ползучести мононитридного топлива плотностью 96 % ТП для скорости деления 2,5·1014 см-3·с-1 и при напряжении 20 МПа.
Рис. 24.260. Радиационная ползучесть мононитридного уранового топлива плотностью 96 % от теоретической при напряжении 29 МПа, нормированная на 2,5·1014 см-3·с-1 (по данным различных авторов)
Сравнительная оценка внутриреакторной ползучести UN и UO2 (f = 1·1013 см-3·с-1 и σ = 20 МПа) представлена на рис. 24.261, на котором видно что, радиационная составляющая ползучести оксидного топлива в 10 раз выше, чем нитридного. Это объясняется большей
скоростью подавления термических пиков в нитридном топливе, обладающем более высокой теплопроводностью. Увеличение интенсивности делений с 1·1013 до 2,5·1014 см-3·с-1 повышает скорость ползучести нитридного топлива более чем в 10 раз (с 5·10-7 до 1·10-5 ч-1), что так же подтверждается результатами разных исследователей.
Рис. 24.261. Ползучесть мононитридного уранового и оксидноготоплива принапряжении20 МПа, нормированная на1·1013 см-3·с-1
Радиационное распухание нитридного топлива. Распухание топлива зависит от температуры, выгорания, содержания углерода и кислорода, плотности, открытой и закрытой пористости.
Температура топлива зависит от вида внутритвэльной среды, заполняющей зазор «топливо–оболочка». В твэлах с гелиевой прослойкой температура в центре сердечника значительно выше, чем в твэлах с жидкометаллической прослойкой (Pb, Pb-Bi, Na и др.), что предопределяет и различноераспухание.
Особенностью нитридного (и карбонитридного) топлива в отличие от оксидного является более высокая степень удержания ГПД и химически активных ПД, таких, как цезий, йод, селен, теллур и др., что уменьшает химическое взаимодействие агрессивных продуктов деления с оболочками твэлов. Есть основание предполагать, что это связано с более низкой температурой нитридного топлива и легким протеканием реакций образования химических соединений с други-
ми элементами продуктов деления, нежели в оксидном. Например, на рис. 24.262 приведены зависимости распухания облученного нитридного уранового топлива, содержащего от 0,3 до 0,5 % кислорода и углерода каждого, от выгорания при различной температуре в центре топлива.
Рис. 24.262. Зависимость распухания нитридного топлива от выгоранияпритемпературе 1680 °С иплотности исходного топлива 87 % от теоретической (1), 1400 °С
и 93 % (2), 1190 °С и 95 % (3), 550 – 900 °С и 84 – 94 % (4)
Из данного рисунка видно, что распухание линейно зависит от выгорания, а повышение температуры топлива и снижение начальной пористости приводит к росту распухания.
Примеры зависимости распухания нитридного топлива от выгорания, температуры и содержания кислорода, представлены на рис. 24.263.
Рис. 24.263. Зависимость распухания нитридного топлива от выгорания, температуры
имассовой доли кислорода:
– < 0,05 и – > 0,3 % по массе при <1260°С; — 1520, 1470, 1550, 1455, 1390 °С
Таким образом, средняя скорость свободного (т.е. неограниченного оболочкой) распухания увеличивается с повышением температуры топлива, а так же с ростом содержания примесей кислорода. Во многих работах, посвященных облучению нитридного топлива, отмечается заметное влияние на распухание содер-
жания кислорода и углерода, если массовая доля каждого элемента превышает 0,1–0,15 %.
Увеличение скорости распухания связывают с возростанием скорости ползучести нитридного топлива при увеличении темпера-
туры. Например, при Тцентра ~1600 °С она примерно в 1000 раз выше, чем при Тцентра ~1000 °С, и давление газообразных продуктов деления в порах топлива вызывает большие изменения объема пла-
стичной топливной матрицы. Таким образом, скорость распухания нитридного топлива до наступления контакта топлива с оболочкой существенно зависит от температуры. При контакте скорость «газового» распухания топлива снижается.
Экспериментальные данные по радиационному распуханию нитридного топлива, полученные при температуре оболочки твэлов ~ 1300 °С применительно к ЯЭУ космического назначения, показывают следующие зависимости распухания V/V на 1 ат. % выгорания и средней скорости распухания S от температуры, выгорания и плотности топлива:
V 1,16 10 8 T2,36 B0,82 ρ0,5 , |
(24.117) |
V |
|
S 1,16 10 8 T2,36 ρ0,5 B 0,18 . |
(24.118) |
где В – выгорание топлива, ат. %; Т – максимальная температура топливного сердечника, К; V/V – объемное изменение топлива, %; ρ – плотность, % теоретической;
Области применения этих зависимостей 700 °С < Т< 1650 °С, 80 < ρ < 95 % ТП, 1 ат. % < В < 10 ат. %.
Зависимости (24.117) и (24.118) могут быть использованы для определения распухания топлива до момента наступления контакта топливо с оболочкой. При контакте распухание топлива будет зависеть от внешнего давления, которое определяется прочностью оболочки.
При испытании смешанного топлива (U0,8Pu0,2)N, содержащего по 0,1 % кислорода и углерода, в реакторе БОР-60 при линейной мощности твэла ~1000 Вт/см, максимальной температуре в центре топлива до 2000 °С и достижении выгорания 4 ат. % распухание составляло 1,5–1,7 % на 1 % выгорания. Наличие в твэлах натриевой или свинцовой прослойки дает возможность снизить температуру в
центре топлива до 1000 °С и ниже, что позволяет за проектный ресурс работы твэла обеспечить наличие технологического зазора «топливо-оболочка». При этой температуре в центре нитридного топлива V/V топлива не превышает 1–1,2 % на 1 ат. % выгорания. Это создает принципиальную возможность достижения выгорания до 15 ат. %, так как оболочка твэла в этом случае будет нагружена только результирующим давлением теплоносителя и газообразных продуктов деления под оболочкой.
Обобщая вышесказанное, можно сделать вывод о том, что при температуре в центре топлива до 1200 °С средняя скорость распухания нитридного топлива не превышает 1,5 % на ат. % выгорания.
Определенного снижения распухания (менее 1 % на 1 ат. % выгорания) можно достигнуть созданием особой пористой структуры топливных сердечников (~85 % ТП), в которых крупные поры будут окружены высокоплотной матрицей.
Перестройка структуры. В процессе облучения в нитридном топливе, так же как в оксидном и карбидном, происходит перестройка микроструктуры. Нитридное топливо, так же как и карбидное обладает высокой теплопроводностью вследствие чего, изменения микроструктуры являются значительными.
Керамографический анализ облученного нитридного топлива показывает образование в топливных таблетках трех зон. Эти зоны характеризуются следующими структурными особенностями (рис. 24.264):
Зона I при относительном |
Зона II при относительном |
Зона III у поверхности |
радиусе r/r0 = 0,10 |
радиусе r/r0 = 0,54 |
таблетки |
Рис. 24.264. Микроструктуры различных зон облученного смешанного нитридного топлива, расположенных на разных расстояниях от центра топливного столба (r/r0 – относительное расстояние от центра таблетки, где r0 – радиус таблетки; r – текущий радиус)
Зона I (r/r0 = 0,10). Для нее характерно присутствие крупной газовой пористости. В ней образуются крупные поры. Зерна имеют вытянутую форму и располагаются вдоль радиуса таблетки в соответствии с градиентом температуры. Структура зоны напоминает столбчатую структуру, которая формируется в смешанном оксидном топливе. Так же наблюдается растрескивание.
Зона II (r/r0 = 0,54). В этой зоне наблюдаются крупные равноосные зерна и равномерная газовая пористость.
Зона III (у края таблетки). Аналогична зоне II, но в ней наблюдается большое количество трещин.
Радиальное распределение ГПД. Интерес представляет рас-
смотрение радиального распределения ксенона в облученном мононитриде урана. Общий вид профиля радиального распределения ксенона в нитридном сердечнике твэла показан на рис. 24.265.
Рис. 24.265. Радиальное распределение ксенона в нитридном топливе
Распределение коррелирует с рассмотренными выше структурными зонами.
Выход газообразных продуктов деления. Газовыделение, пре-
жде всего, зависит от средней температуры в центре нитридного топлива, выгорания, содержания кислорода и углерода, плотности и открытой пористости. Испытания в реакторе БР-10 с мононитридным урановым топливом показали, что газовыделение из топлива с массовой долей кислорода 0,4–0,5 %, углерода 0,35–0,45 % при линейной мощности 450 Вт/см и температуре в центре сердечника 900 °С, облученного до выгорания 8–9 ат. %, составило около 25 %
от общего количества образовавшихся ГПД. При снижении в топливе кислорода и углерода до 0,1 мас. %, позволило снизить газовыделение до 20–22 %. Повышение температуры в центре топлива до 1400 °С приводит к увеличению газовыделения до 26–27 % при выгорании 7,5 ат. %.
Радиационные испытания смешанного мононитридного топлива, полученного из металлов (кислорода и углерода по <0,15 %,) при линейной мощности 1000 Вт/см и максимальной температуре в центре сердечников около 2000 °С облученного до выгорания 4 ат. %, показали, что газовыделение составило 42 % общего количества образовавшихся газообразных продуктов деления. Состав газа под оболочкой был следующим: Не – 16 мас.%; СО + N2 – 0,44
мас.%, Аr – 0,22 мас.%; O2 – 0,11 мас. %; СO2 – 0,025 мас. %; Кr – 5,69 мас. %; Хе – 77,26 мас. %.
Следует отметить, что не было обнаружено заметного взаимодействия I, Cs, Te и Se c внутренними поверхностями оболочек твэлов из аустенитной и ферритной стали, что говорит о лучшем удерживании этих элементов мононитридным топливом, по сравнению с оксидным.
Таким образом, можно сделать вывод, что при прочих равных условиях выход газообразных продуктов деления из нитридного топлива меньше, чем из оксидного. На рис. 24.266 приведены обобщенные зависимости газовыделения из нитридного топлива от выгорания при облучении в разных реакторах.
Рис. 24.266. Зависимость выхода газообразных продуктов деления приплотности исходноготоплива 87% теоретической от температуры облучения в центре
900 °С(1), 1680 °С (2), 1400 °С(3), 1190 °С (4)
Зависимость выхода ГПД от выгорания при низкой температуре топлива (менее 1000 °С) может быть записана в следующем виде:
F = 0,331 – 0,496·B + 0,409·В2, (24.119)
где В – выгорание топлива, в ат. % (до 10 ат. %).
Зависимость выхода ГПД от выгорания и температуры, на основе обобщения экспериментальных данных, можно описать зависимостью:
F=3,055·B0,92·exp(–4130/RT), (24.120)
где R = 1,98 кал./(моль·К) – универсальная газовая постоянная. Зависимость (24.120) справедлива при 600 °С < Т< 1600 °С,
2 ат. % < В < ат. 10 %, массовых долях кислорода и углерода 0,2 – 0,4 % и позволяет рассчитывать выход газообразных продуктов деления с учетом градиентов температуры как по высоте, так и радиусу топлива. Рассчитанные по уравнению (25.120) кривые выхода газообразных продуктов деления из твэлов с нитридным топливом при облучении в реакторе БР-10 с учетом особенностей его работы представлены на рис. 24.267.
Рис. 24.267. Зависимость выхода газообразных продуктов деления от выгорания при температуре топлива 500 (1), 700 (2), 1000 (3), 1200 (4), 1500 °С (5)
Интересным является тот факт, что в результате облучения U0,8Pu0,2N плотностью 85 ± 2 % теоретической в реакторе JMTR при теплонапряженности 700 Вт/см до выгорания 5,5 ат. % газовыделение не превысило 3 %, что значительно меньше полученного в дру-
428
гих исследованиях и объясняется низким содержанием углерода и кислорода, а так же особой структурой сердечников (крупные поры в высокоплотной матрице).
Контрольные вопросы
1.Назовите достоинства и недостатки нитридного ядерного топлива.
2.Опишите процесс производства топливных сердечников из нитридов урана и плутония.
3.Дайте характеристику диаграмм состояния U-N и Pu-N.
4.Какие факторы влияют на ползучесть нитридного ядерного топли-
ва?
5.Как влияет введение мононитрида плутония в мононитрид урана на теплофизические свойства?
6.Какие параметры влияют на теплопроводность смешанного нитридного топлива?
7.Что влияет на коэффициенты диффузии урана, плутония и азота в нитридах?
8.Дайте характеристику совместимости нитридного топлива с основными конструкционными материалами
9.Дайте характеристику совместимости нитридного топлива с теплоносителями.
10.Как влияют примеси углерода и кислорода на совместимость нитридного топлива с оболочками твэлов?
11.Как влияет облучение на скорость ползучести нитридов урана?
12.Какие факторы влияют на скорость распухания нитридных топливных сердечников?
13.Какие факторы влияют на выделение газообразных продуктов деления из нитридного топлива?
14.Дайте характеристику роли примесей C и O2 в нитридном топливе.
24.6. Дисперсное ядерное топливо
Некоторые типы ядерных реакторов, такие, как, например, исследовательские с высокой плотностью потока нейтронов (>1014 нейтр./см2·с), эксплуатируются при весьма больших удельных объемных мощностях энерговыделения, доходящих до 1500–1700 кВт/л активной зоны. Для снятия такого большого количества тепла необходима значительная поверхность теплоотдачи твэлов на единицу массы делящегося изотопа, которую возможно получить как путем создания твэлов с развитой поверхностью (тонких пластинчатых и трубчатых, а также сложной формы), так и разбавлением делящегося изотопа неделящимися металлическими или керамическими материалами и графитом.
Вид ядерного топлива, в котором делящийся материал в виде мелких частиц из сплавов, интерметаллидов или соединений урана и плутония распределен по объему неделящейся матрицы из конструкционного материала, получил название дисперсного ядерного топлива (ДЯТ).
В процессе выгорания ДЯТ осколки деления локализуются внутри топливных частиц и в непосредственно прилегающих к ним слоях матрицы, образуя зоны радиационного повреждения ее кристаллической структуры, ширина которых равна длине пробега осколка деления в матрице (рис. 24.268). ДЯТ обычно изготавливается таким образом, чтобы зоны радиационного повреждения матрицы не перекрывались между собой, вследствие чего продукты деления оказываются разобщенными. Это затрудняет образование и рост пузырьков ГПД и обеспечивает тем самым высокую радиационную стойкость ДЯТ. Существующая технология позволяет изготавливать твэлы с ДЯТ в виде тонких пластин, труб, ребристых стержней и т.д. При этом обеспечивается надежное металлургическое сцепление поверхностей раздела сердечник-оболочка (диффузионная сварка, пайка твердым припоем и т.п.), что имеет важное значение для достижения высоких тепловых нагрузок при глубоких выгораниях топлива.
Большое разнообразие материалов матрицы и делящихся материалов позволяет создавать дисперсные композиции с высокими эксплуатационными характеристиками, которые превосходят соот-
