Вольфрамовая облицовка диверторной мишени для термоядерного реактора токамак тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.04.13, кандидат технических наук Маханьков, Алексей Николаевич

• Маханьков, Алексей Николаевич
• кандидат технических наук
• 2003

Оглавление диссертации кандидат технических наук Маханьков, Алексей Николаевич

Введение.

Глава 1. Особенности работы облицовки в диверторе реактора ИТЭР

Глава 2. Выбор метода соединения вольфрама с теплоотводящей подложкой для реактора ИТЭР.

2.1 Критерий выбора способа соединения.

2.2 Схема соединения.

2.2.1. Наплавка меди на вольфрам в вакууме.

2.2.2 Соединение Cu/БрХЦр.

2.2.3 Термоциклические испытания соединения W/бронза.

2.3 Выводы.

Глава 3. Оптимизация геометрии соединения W/БрХЦр.

3.1 Анализ различных вариантов геометрии облицовки.

3.2. Изготовление и испытания макетов.

3.2.1 Испытание макета с фигурной заделкой плиток.

3.2.2 Испытание макета типа «ламель» с плоской геометрией зоны соединения.

3.2.3 Испытание макета с плоской геометрией зоны соединения и квадратными плитками.

3.2.4 Испытания макета типа «моноблок».

3.2.5 Испытания макетов слабонагруженных компонент облицованных вольфрамом.

3.2.6 Испытания макета с паяной зоной соединения W/Cu.

3.3 Выводы.

Глава 4. Выбор марки вольфрама на основе термоциклических и термоударных испытаний.

4.1 Свойства вольфрама и его сплавов.

4.1.1 Общая характеристика сплавов вольфрама.

4.1.2 Получение и обработка компактного вольфрама и его сплавов.

4.1.3 Свойства вольфрама и его сплавов.

4.2 Выбор марки вольфрама для облицовки дивертора.

4.3 Термоциклические испытания различных марок вольфрама

4.4 Поведение различных марок вольфрама при имитации срыва тока плазмы.

4.5 Термоциклические испытания образцов предварительно подвергнутых имитации срыва тока плазмы.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Вольфрамовая облицовка диверторной мишени для термоядерного реактора токамак»

Осуществление управляемой термоядерной реакции - один из перспективных путей решения энергетических проблем человечества. Среди исследовательских термоядерных установок наилучшие параметры плазмы получены на установках типа токамак. Поэтому в настоящее время основные усилия международного термоядерного сообщества сконцентрированы на дальнейшем развитии и совершенствовании этих установок. Крупнейшая из проектируемых в настоящее время установок типа токамак ITER (см. Рис. ]) будет иметь параметры, близкие к термоядерному реактору.

Рис. 1. Схема термоядерного реактора ИТЭР

Критическим вопросом для осуществления управляемой термоядерной реакции является чистота плазмы от примесей, излучение на которых способно охладить плазму ниже порога горения. Поэтому все поверхности, контактирующие с плазмой должны иметь специальное покрытие из материалов или с низким Ъ (Ве, С) или с высоким порогом распыления (\У). К компонентам, контактирующим с плазмой, относятся первая стенка, лимитер и дивертор. Функциональное назначение энергонапряженных компонент (Рис. 2 ) заключается в следующем [1, 2, 3]:

Стартовый лимитер находится в экваториальной плоскости тора и контактирует с плазмой при старте разряда для формирования требуемой конфигурации, поэтому он подвержен квазистационарным тепловым потокам до 8 МВт/м . В качестве облицовочного материала принят бериллий, которым облицована так называемая водобхлаждаемая «первая стенка лимитера», выполняемая из медных сплавов. Выбор бериллия в качестве облицовочного материала продиктован тем, что лимитер находится в непосредственной близости от основной плазмы и поэтому из соображений чистоты плазмы от примесей требует облицовочного материала с низким Z. Использование Ве имеет следующие преимущества: имеет низкое Z, не взаимодействует химически с водородом, является геттером кислорода и имеет относительно высокую теплопроводность. Недостатки бериллия: низкая температура плавления, токсичность и довольно высокий коэффициент физического распыления. Существующий опыт использования Ве в термоядерных установках [4, 5, 6] позволяет рассматривать его как облицовочный материал для лимитера и первой стенки ИТЭР. В реакторе используются два лимитера, каждый (высота 2.1 м, ширина 1.6 м и глубина 0.5 м) из которых представляет собой сборку из 36 стальных пластин толщиной по 45 мм, облицованных «первостеночными элементами».

Первая стенка (облицованные съемные панели на модулях бланкета), также как и лимитер находится в непосредственной близости от плазмы и работает при сравнительно низких тепловых л потоках - не более 0.5 МВт/м . В качестве облицовочного материала выбран бериллий, соединяемый с теплоотводящей структурой из медного сплава. Выбор бериллия в качестве облицовочного материала продиктован теми же причинами, как и для лимитера -соображениями чистоты плазмы от примесей.

Дивертор

Первая стенка

С BE TILES

Дивертор и первая стенка

Стартовый лимитер

Рис. 2. Дивертор, первая стенка и лимитер реактора ИТЭР

Дивертор - это специальное устройство, предназначенное для разгрузки первой стенки камеры реактора от прямого взаимодействия с плазмой. Следует отметить, что наилучшие параметры плазмы достигнуты на установках с дивертором. Основное назначение дивертора: обеспечить утилизацию энергии заряженных частиц, выходящих из основной плазмы; откачка нейтрального газа и гелиевой золы; контроль примесей. С помощью катушек, расположенных за пределами вакуумной камеры, создается специальная конфигурация магнитного поля, в которой часть магнитных силовых линий выходит в специальный объем, называемый приемным диверторным устройством (ПДУ). Условная линия, разделяющая замкнутые магнитные поверхности окружающие тороидальный плазменный шнур, и внешние магнитные поверхности, выходящие в диверторный объем, называется сепаратриссой. Двигаясь вдоль магнитных силовых линий, покидающие плазму частицы попадают в ПДУ, где они нейтрализуются и в виде нейтрального газа утилизируются за пределы реактора. Тепловые потоки на приемные . пластины дивертора ITER достигают 20 МВт/м2, что близко к предельным для существующих технологий. Основным режимом работы дивертора ИТЭР предполагается режим с полу-оторванной (semi-detached) плазмой, в котором температура плазмы составляет десятки электрон вольт. Энергия большинства частиц падающих на приемные пластины дивертора в этом режиме находится ниже порога распыления вольфрама (~130 эВ). Это обстоятельство, наряду с удаленностью диверторного объема от основной плазмы позволяет использовать вольфрам для облицовки дивертора.

Элементы, обращенные к плазме в случае стационарного (квазистационарного) реактора должны быть активноохлаждаемыми. При этом они состоят из теплоотводящей подложки и облицовки, соединенных между собой металлургическим контактом, а также опорной силовой структуры. Таким образом, элементы, обращенные в плазму, представляют собой многослойную конструкцию.

Как уже указывалось, основными материалами облицовки дивертора в реакторе ITER рассматриваются Be, W и углерод-углеродные композиты (CFC). На Рис. 3 приведены коэффициенты физического распыления вольфрама, бериллия и углерода в зависимости от энергии падающих дейтронов [7]. Из этого рисунка следует, что при энергии падающих дейтронов менее приблизительно 130 эВ коэффициент физического распыления вольфрама равен нулю. На Рис. 4 приведена зависимость оставшейся толщины облицовки от количества импульсов [8] для дивертора ИТЭР. Из этого рисунка следует, что Be вряд ли может быть использован в качестве облицовочного материала дивертора ITER, ввиду недостаточного ресурса из-за большого коэффициента физического распыления и ограниченной допустимой толщины облицовки, из-за низкой температуры плавления.

Проблемы накопления трития в продуктах эрозии CFC также ограничивают его применение в стационарных термоядерных установках [9, 10, 11, 12]. . theory :

D+ g a - p., о H Q^cbo H ■/ о BD Q |

DB .

Be p g: С г т \Л/ ■'■■■!. .'.• > ■ Ч И

10 100 1000 10000 ЕЫЕПСУ^У)

Рис. 3. Коэффициенты физического распыления вольфрама, бериллия и углерода в зависимости от энергии дейтронов.

1X1 и

1x10 с 0 1

§ 1x10'1 % а

1 1x10'

1*1 П

1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 number of shots

Рис. 4. Оставшаяся толщина облицовки в зависимости от количества импульсов для вольфрама, бериллия и графита

Наиболее перспективным материалом облицовки дивертора на сегодняшний момент является вольфрам, обладающий комплексом уникальных физических свойств: самый низкий коэффициент физического распыления, наибольшая температура плавления, довольно высокая теплопроводность, сравнительно низкая активация, низкое накопление трития. Опасения, что эродировавший вольфрам загрязнит плазму оказались необоснованными, поскольку было продемонстрировано получение плазмы с высокими параметрами при использовании вольфрама в качестве облицовки на установках Alcator C-MOD и ASDEX Upgrade [13, 14, 15].

Основными требованиями к материалу теплоотводящей подложки являются:

• Высокая теплопроводность

• Достаточная прочность

• Стабильность свойств под нейтронным облучением

• Низкий уровень коррозии в среде теплоносителя

В качестве материала охлаждаемой подложки в реакторе ITER выбрана бронза БрХЦр [16, 52], в качестве теплоносителя - вода. Однако большая разница в KJ1TP вольфрама и бронзы создает технические трудности для создания работоспособного соединения W/БрХЦр. Поэтому разработка надежного метода соединения W с бронзой, работоспособного при проектных параметрах реактора ITER является актуальной научно-технической задачей. Важность этой задачи подтверждается большим числом работ посвященных разработке метода соединения W/бронза [17, 18, 19, 20, 21, 22, 23, 24,25, 26, 27,28, 29, 30,31,32].

Критическим вопросом для вольфрамовой облицовки является также выбор марки вольфрама способной противостоять как термоциклическим нагрузкам во время нормального режима работы реактора (< 20МВт/м2) так и кратковременным (~1 мсек) очень интенсивным нагрузкам (>10 МДж/м2) во время срывов тока плазмы. Следует отметить, что поскольку облицовка выполняет только защитные функции допускается образование в ней трещин при условии, что эти трещины не приводят к ухудшению условий теплопередачи и не приводят к потери значительной части облицовки. В частности допустимы трещины ориентированные по направлению теплового потока. Однако трещины с ориентацией поперек теплового потока недопустимы, поскольку приводят к перегреву материала в районе трещины, возникновению дополнительных термонапряжений приводящих к дальнейшему росту трещины и, в конечном счете, потере значительной части облицовки.

Цели работы:

• Исследовать поведение различных марок вольфрама при имитации срывов тока плазмы и термоциклическом нагружении для выбора марки вольфрама работоспособной при проектных параметрах реактора ITER.

• Разработать метод соединения вольфрама с водоохлаждаемой бронзовой подложкой работоспособный при проектных параметрах дивертора реактора ITER.

Научная новизна полученных результатов состоит в следующем:

• Исследованы особенности поведения вольфрама различных марок под воздействием поверхностного термоудара и термоциклирования. Выявлено, что в режиме термоудара, характерного для срывов тока плазмы в токамаке (тепловой поток более 10 МДж/м2, длительность масштаба 1 мсек) не удается избежать растрескивания материала, связанного с оплавлением поверхности. Однако при последующем термоциклировании поведение трещин у большинства марок вольфрама не приводит к потере целостности и теплоотводящей способности вольфрамовых пластин, используемых в качестве облицовки. Показано, что наиболее существенное влияние на работоспособность вольфрамового покрытия оказывает не разница в свойствах вольфрама различных марок, а ориентация структуры материала по отношению к тепловому потоку. Показано, что оптимальной является ориентация структуры материала параллельно тепловому потоку.

• На основе термоциклических испытаний макетов разработан метод и геометрия соединения вольфрам-бронза (БрХЦр) с использованием прослойки из мягкой бескислородной меди. Наличие мягкой прослойки позволяет уменьшить термонапряжения, возникающие из-за большой разницы в КЛТР вольфрама и бронзы. Показано, что разработанный метод соединения остается работоспособным вплоть до тепловых потоков 27 МВт/м2.

• Проведена экспериментальная оптимизация геометрии соединения и определены пределы работоспособности соединений различной геометрии.

• Проведено экспериментальное моделирование каскадного эффекта разрушения вольфрамовой облицовки в случае потери одной из облицовочных плиток; показано, что при размерах плиток 10x10x10 мм3 облицовка устойчива к развитию каскадного эффекта

Практическая значимость работы

Разработан метод соединения W/БрХЦр, удовлетворяющий проектным параметрам ITER. Этот метод положен в основу проекта дивертора ИТЭР. Выработаны рекомендации по использованию различных марок вольфрама в качестве облицовки высоконагруженных элементов электрофизических установок. Это позволяет решить проблему облицовки дивертора термоядерных установок и таким образом приблизить решение энергетической проблемы человечества. Результаты работы могут быть также использованы при облицовке вольфрамом высоконагруженных компонент электрофизических установок, таких, как: мощные лазерные зеркала, мишенные и поворотные устройства современных ускорителей заряженных частиц, сопла и обтекатели авиационно-космической техники, электроды мощных электровакуумных устройств и МГД - преобразователей.

На защиту выносятся

• Экспериментально проверенная технология соединения W облицовки с бронзовой водоохлаждаемой подложкой, обеспечивающая работоспособность соединения до тепловых потоков 27 МВт/м .

• Сравнительный анализ поведения различных марок вольфрама при имитации срывов тока плазмы и термоциклики. Рекомендации по использованию различных марок вольфрама в облицовке высоконагруженных элементов электрофизических установок.

• Результаты моделирования каскадного эффекта разрушения облицовки в случае потери одной из облицовочных плиток.

Апробация работы

Результаты исследований докладывались на:

Международных Технических совещаниях специалистов по проекту ИТЭР (Германия, Япония, США, Россия, 1996 - 2003гг.); Всероссийских конференциях "Инженерные проблемы термоядерных реакторов" (ИПТР-7, С.-Петербург, 2002); Международных симпозиумах по технологиям термоядерного синтеза (SOFT-20, Марсель, 1998; SOFT-21, Мадрид, 2000); Международных симпозиумах по ядерным технологиям термоядерного синтеза (ISFNT-4, Токио, 1997; ISFNT-5, Рим, 1999; ISFNT-6, Сан-Диего, 2002); Международной конференции по материалам для термоядерных реакторов (ICFRM-8, 1997;); Международных конференциях по взаимодействий) плазмы с поверхностью в термоядерных установках (PSI-12, Сан-Рафаэль, 1996; PSI-14, Розенхайм, 2000); Американском симпозиуме по термоядерной инженерии (18 IEEE/NPSS, Альбукерк, 1999); Конференции МАГАТЭ по термоядерной энергии (№ 18, Сорренто, 2000), а также других научно-технических форумах.

В диссертацию включены материалы, опубликованные в 14 печатных работах, выполненные в период с 1995 года.

Заключение диссертации по теме «Электрофизика, электрофизические установки», Маханьков, Алексей Николаевич

4.6 Выводы и рекомендации

На основе результатов термоциклических и термоударных испытаний различных марок вольфрама можно сделать следующие выводы:

Все исследованные марки вольфрама, за исключением монокристаллического вольфрама, проявляют тенденцию к трещинообразованию в поверхностном слое при тепловых нагрузках характерных для срыва тока плазмы. Наиболее устойчив к развитию трещин монокристаллический вольфрам, затем в порядке убывания стойкости идет \У-11е сплав, В13И, металлокерамические марки вольфрама.

Предположительно такое поведение связано с пластичностью материала, поскольку она убывает в этой же последовательности. Несмотря на появление сетки поверхностных трещин, практически все исследованные марки показали достаточную работоспособность при оптимальной ориентации структуры материала (по направлению теплового потока). Следует избегать использования дисперсноупрочненного вольфрама в зонах подверженных срывам тока плазмы в силу более низкого порога его кипения. Кипение приводит к расплескиванию металла ведущего к образованию пыли и повышенной эрозии облицовки.

Следует избегать использования прокатанного листового вольфрама с ориентацией структуры перпендикулярно тепловому потоку при тепловых потоках выше 7 МВт/м2 и в зонах подверженных срывам тока плазмы.

Поскольку все испытанные марки вольфрама показали достаточную работоспособность в условиях наиболее адекватно моделирующих условия эксплуатации облицовки в диверторе термоядерного реактора, рекомендовано использовать наиболее дешевый металлокерамический нелегированный вольфрам.

Глава 5. Моделирование каскадного эффекта разрушения облицовки

Глава 5 посвящена моделированию каскадного эффекта разрушения облицовки при потере одной из облицовочных плиток. Учитывая громадное число (сотни тысяч) облицовочных плиток потеря одной из них из-за дефекта изготовления представляется весьма вероятной. Требование к облицовке можно сформулировать следующим образом: потеря одной из плиток не должна приводить к потере соседних с нею плиток.

Тепловой поток на диверторные пластины обусловлен заряженными частицами плазмы, которые двигаются по силовым линиям. Угол наклона силовых линий к поверхности мишени составляет -3° поэтому при тепловом потоке на мишень равном 20 МВт/м2 тепловой поток на поверхность перпендикулярную силовым линиям значительно больше и составляет 20/зт(3°)=382 МВт/м2. В случае потери одной из облицовочных плиток тепловой поток на соседнею с ней плитку удваивается, причем половина потока с плотностью 382 МВт/м2 приходится на очень узкую зону боковой поверхности плитки (см. Рис. 86).

Рис. 86. Схема падающего теплового потока в случае потери одной из облицовочных плиток

Такой поток вызывает плавление и испарение материала облицовки. Поскольку соседняя с поврежденной плитка оказывается под двойным тепловым потоком вероятность ее повреждения увеличивается. В случае ее повреждения следующая за ней плитка оказывается под тройным потоком и т.д. Развивается каскадное разрушение облицовки в тороидальном направлении. Часть падающего на соседнюю с утерянной плитку теплового потока идет на плавление и испарение ее поверхностного слоя, часть уносится тепловым излучением, а оставшаяся часть снимается водой.

Экспериментальное моделирование случая потери одной из облицовочных плиток затруднено, поскольку необходимо нагрузить очень узкую зону (< 1 мм) громадным тепловым потоком 400 МВт/м ). Пытаться коллимировать такой пучок безнадежное дело, поскольку ни один из существующих материалов не способен выдержать без плавления такие тепловые потоки. Нагрузить требуемую зону узким электронным пучком также сомнительно, поскольку пучок будет отклоняться и самофокусироваться в парах испаренного материала. Однако если мы интересуемся воздействием такого потока на зону соединения \V7Cu можно попытаться промоделировать ситуацию с потерей одной из облицовочных плиток прикладывая тепловой поток, обеспечивающий в зоне соединения распределение потока соответствующее ситуации с потерей плитки.

Результаты моделирования ситуации потери одной из облицовочных плиток выполненные по заказу автора С. Григорьевым показывают [101, 5 8],что тепловой поток в зоне соединения не удваивается, а только в примерно 1.5 раза больше номинального и достаточно однороден по зоне соединения (см. Рис. 87). Сравнение с результатами численного моделирования нагружения однородным тепловым потоком (Рис. 88) показывает, что распределения теплового потока по зоне соединения близки. Это означает, что напряженно деформированные состояния в обоих случаях примерно одинаковы. Таким образом очевидно, что ситуация с потерей одной из облицовочных плиток для зоны соединения может быть промоделирована с помощью однородного теплового потока величиной примерно в 1.5 раза большего, чем номинальный (~30 МВт/м2). р-• » м я

Рис. 87. Результаты численного моделирования теплового потока в зоне соединения \\7Cu в случае потери одной из облицовочных плиток.

Рис. 88. Результаты численного моделирования нагружения однородным тепловым потоком 27 МВт/м2

Для моделирования каскадного эффекта разрушения облицовки макет (см. Рис. 89) с 8 плитками 10x10x10 мм3 монокристалла V/-0.02Яе был изготовлен и испытан в 81ЧЬА [102, 103]. Однако в силу ограниченных возможностей установки только 4 из 8 плиток были испытаны.

39

0 34

2 х 4 отверстия под ТСрМОНАри

Рис. 89. Макет для моделирования каскадного эффекта разрушения облицовки

Описание макета: Облицовка

Промежуточный слой Теплоотводягцая подложка монокристалл АУ-0,02%К.с с ориентацией <111> бескислородная медь бронза БрХЦр

Технология соединения

Соединение \\7Си наплавка меди на вольфрам в вакууме

Соединение Си/СиСйг быстрая пайка припоем

СТЕМЕТ 1108 при Т=800°С

Конечно - элементный анализ полей температур в макете представлен на Рис. 90.

Уровень температур в макете

30 35

Тепловой поток, MW/m2

Рис. 90. Конечно - элементный анализ полей температур в макете

Испытания макета

Испытания проводились при следующих параметрах системы охлаждения: Р = 1.43 МПа ; Т№а1ег = 17 °С ; = 15 м/сек. Первая фаза испытаний состояла из скрининга с тепловой нагрузкой от 5 до 20 МВт/м2 с шагом ~ 2 МВт/м2. Измеренный тепловой отклик показан на Рис. 91 и довольно хорошо согласуется с расчетным.

Тепловой отклик макета во время скрининга

4000 3500 О 3000 а 2500 я 2000 о. О) 1500

О)

1000 500 0

5 10 15 20 25 30 35 40 45 я, М\Л//т2

1 I ♦ ТБШ^асе ■ ТС

А

М < ♦ ♦ ♦ ' , ♦ ♦ * ♦ ♦

1 ■

Рис. 91. Измеренные температуры поверхности и зоны соединения во время скрининга.

Вторая фаза испытаний состояла в термоциклическом нагружении тепловым потоком 20 МВт/м2. Макет выдержал 500 циклов без разрушений в зоне соединений и облицовки. Этим было промоделировано накопление усталости в материалах к концу срока службы облицовки, поскольку потеря плитки может произойти и в конце срока эксплуатации когда в материалах облицовки накопится усталость.

Третья фаза состояла в собственно моделировании потери одной из плиток путем нагружения тепловым потоком 43 МВт/м2 2 импульса длительностью 10 сек на каждую плитку. В силу ограниченных возможностей установки нагружению подвергались по две плитки за один импульс. Во время этих импульсов поверхность вольфрамовых плиток оплавилась (см. Рис. 94). Данные измерений параметров нагружения во время импульсов приведены на Рис. 92.

Рис. 92. Измеренные параметры во время импульсов, моделирующих ситуацию потери плитки

Для определения ресурса работы облицовки после потери одной из плиток макет был испытан при тепловом потоке 20 МВт/м2, длительность импульс/пауза 10/10 сек. в течение 500 циклов. Никаких изменений в макете обнаружено не было. Затем тепловой поток был повышен до 27 МВт/м2 и макет был испытан в течение 1500 циклов. Температура поверхности вольфрама оставалась практически постоянной (см'! ' Рис. 93) во время эксперимента, что свидетельствует об отсутствие повреждений в зонах соединений и облицовке. Фотография макета после последней фазы испытаний приведена на Рис. 94. Повреждений в зоне соединения и облицовке обнаружено не было. Однако, под воздействием циклических термонапряжений произошло изменение геометрии поверхности вольфрама и рекристаллизация облицовки на глубину ~ 3 мм (Рис. 95). Изменения геометрии облицовки вызваны пластическими деформациями вольфрама.

Температура поверхности при 27 МВт/м2 о те а. >» ь те а. аз с 2 а> I

3000 2500 2000 1500 1000 500 I

500 1000 количество циклов

1500

Рис. 93. Температура поверхности вольфрама во время испытаний

Данный макет выдержал без повреждений 2500 термоциклов при тепловом потоке большем или равном 20 МВт/м2.

Общее число термоциклов: - До моделирования потери одной из плиток

- Моделирование потери одной из плиток

- Определение ресурса после потери плитки

500 при 20 МВт/м2 при 43 МВт/м2 500 при 20 МВт/м2 + 1500 при 27 МВт/м2

Таким образом было экспериментально доказано, что разработанный метод соединения не только устойчив к развитию каскадного эффекта, но и обладает ресурсом после потери плитки с запасом перекрывающим проектные требования (300 циклов при 20 МВт/м2 и 3000 циклов при 10 МВт/м2).

Фотография макета импульсов 43 МВт/м2 после

Фотография макета после термоциклических испытаний тепловым потоком 27 МВт/м3 1500 циклов

Рис. 94. Фотографии макета во время испытаний

Сечение испытанных плиток после термоциклических испытаний

Сечение неиспытанных плиток

Рис. 95.1 [оперечное сечение макета после испытаний

Заключение

1. Исследовано поведение вольфрама различных марок в условиях термического удара и циклической тепловой нагрузки. Показано, что наилучшей работоспособностью обладает монокристаллический вольфрам, наихудшей - листовой вольфрам при ориентации его структуры перпендикулярно тепловому потоку. Что касается других марок вольфрама, то наибольшее влияние на работоспособность облицовки оказывает не различие в .свойствах различных марок, а ориентация анизотропной структуры материала по отношению к направлению теплового потока. Оптимальным является ориентация структуры деформации параллельно направлению теплового потока.

2. Разработан метод соединения вольфрамовой облицовки с бронзовой охлаждаемой подложкой, основанный на использовании промежуточного слоя из отожженной чистой меди, что позволяет создавать конструкции, способные снимать тепловые потоки плотностью до 27 МВт/м2.

3. Проведена оптимизация геометрии соединения. Оптимальная геометрия представляет собой плоскую зону соединения вольфрам-медь, при этом каждая плитка находится на отдельном 2 мм «пьедестале» мягкой меди.

4. Определены пределы работоспособности вольфрамовой облицовки в зависимости от размера облицовочных плиток. Плитки размером 10x10x10 мм3 работоспособны до тепловых потоков 27 МВт/м2, а плитки 44x44x3 мм3 до тепловых потоков 5 МВт/м2.

5. Проведено экспериментальное моделирование каскадного эффекта разрушения облицовки в случае потери одной из облицовочных плиток. Показано, что разработанный метод соединения и оптимальная геометрия облицовки устойчивы к развитию каскадного эффекта.

6. Разработанный метод и геометрия соединения с запасом удовлетворяют проектным параметрам реактора ИТЭР и легли в основу проекта облицовки дивертора реактора.

Автор выражает благодарности:

• Научному руководителю Мазулю И.В за научное руководство, консультации и за активную помощь в проведении работ

• Сотрудникам., Яблокову H.A., Комарову В.Л., Комарову А.О., Кречковскому В.Г, Литуновскому В.Н., Овчинникову И.Б, Кузнецову В.А, Титову В.А,, за техническую помощь при проведении экспериментов на установках «Цефей» и «Вика».

• Сотрудникам Е.Г.Кузьмину, А.Н.Жуку, В.М.Комарову, В.Н.Танчуку, С.Н.Григорьеву, М.И.Румянцеву за помощь в конструкторской разработке и расчетных работах

• Коллегам ТРИНИТИ А.Житлухину и В. Сафронову за проведение работ по имитации воздействия срывов тока плазмы на вольфрамовую облицовку

• Американским коллегам Р.Ватсону, Д.Ечисону, М.Улриксону Б.Одегарду (Сандия, США) за сотрудничество и совместные эксперименты на установке EBTS

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Маханьков, Алексей Николаевич, 2003 год

1. R.P.Parker, Design and issues of ITER in-vessel components, Fusion Engineering and Design 39-40 (1998) 1-16.

2. G.Janeschitz et al, Divertor development for ITER, Fusion Engineering and Design 39-40 (1998) 173-187.

3. A.Cardella et all, Design of the ITER EDA plasma facing components,

4. Fusion Engineering and Design 39-40 (1998) 377-384.

5. Thomas, P.R., et al., J. Nucl. Mater. 176-177 (1990) 3.

6. Mioduszewski, P.K., Nucl. Fusion 26 (1986) 1171.

7. Hackmann, J., Uhlenbusch, J., J. Nucl. Mater. 128-129 (1984) 418.

8. Eckstein, W., Garcia-Rosales, C., Roth, J., Ottenberger, W., Sputtering Data, Max-Planck-Institut fur Plasmaphysik, Report IPP 9/82 (1993).

9. Pacher, H.D., et al., J. Nucl. Mater. 241-243 (1997) 255.

10. G. Federici, et al., Assessment of erosion and tritium co-deposition in ITER FEAT, in Proc. 14th Int. Conf. Plasma Surf. Interact, in Contr. Fus. Dev., Rosenheim, Germany, May 22-26, 2000.

11. Wampler, W.R., et al., J. Vac. Sei. Technol. A6 (3) (1988) 2111.

12. Dylla, H.F., Wilson, K.L., editors, Tritium Retention in TFTR, Princeton Plasma Physics Laboratory report PPPL-2523 and Sandia National Laboratory report SAND88-8212 (April 1988).

13. G. Federici, et al., J. Nucl. Mater. 266-269 (1999) 14.

14. Greenwald, M., H Mode confinement in Alcator C-MOD, Nuclear Fusion, 37(1997) 793

15. Krieger K., Maier H., Neu R., and the ASDEX Upgrade Team, J. Nucl. Mater. 266-269 (1999) 207

16. K.Krieger, H.Maier, R.Neu, V.Rohde, A.Tabasso, Plasma-wall interaction at the ASDEX Upgrade tungsten heat shield, Fusion Engineering and Design, 56-57(2001), pp. 189-193

17. S.J. Zinkle, S.A. Fabritsev, B.Singh." Evaluation of copper alloys for fusion reactor divertor and first wall components", J. Nucl. Mat. 233-237 (1994) 127-137.

18. G. Vieider, M. Merola, et al, European development of prototypes for ITER high heat flux components, 5th Intern. Symp. on Fus. Nuc. Tech, ISFNT-5, Rome 1999.

19. M. Merola, et al., European achievements for ITER high heat flux components, Proc. of the 21st SOFT, 2000 Madrid 2000

20. R.D. Watson, et al.,Development of high-Z plasma.facing components for ITER, Sandia Report, SAND 99-0368C, January 1999

21. D.E. Driemeyer, et al., Development of direct HIP-bonding processes for tungsten-brush armor joining, Proc 18th Sym. On Fus. Eng., Oct. 1999

22. Qualification of W,CFC,W/Cu and CFC/Cu joints and HHF testing of mock-ups, T437 JA. JAERI Report December 2000

23. S. Suzuki et al., Development of divertor high heat flux components at JAERI, Proc. 17th IEEE/NPSS Symp. on Fus. Eng. (1997), San Diego.

24. A.Cambe, E.Gauthier, J.M.Layet, S. Bentivegna, Development of tungsten coating for fusion application, Fusion Engineering and Design, 56-57(2001), pp.331-336.

25. M.Rodig, R. Duwe, W.Kuhnlein, J.Linke, M.Merola, B.Schedler, G. Vieider, E. Visca, Reference testing of actively cooled mock-ups for the neutron-irradiation experiments PARIDE 3 and 4, Fusion Engineering and Design, 56-57(2001), pp.417-420.

26. K.Sato, S.Suzuki, K.Ezato, K.Nakamura, M.Araki, M.Akiba, Development of Plasma Facing Components for Fusion Experimental Reactors in JAERI, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France 7-11 September 1998, pp. 109-112

27. M.Grattarola, M.Bet, M.Merola et al, Small and Medium Scale Mock-ups of the ITER Divertor Wing, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France 7-11 September 1998, pp. 149-152.

28. R.Matera, V.Barabash, Solid, castellated, lamellar and brush-like armours for the high heat flux components of ITER, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France 7-11 September 1998, pp.207-210.

29. V.Barabash, G.Kalinin, R.Matera, Joining technology for the plasma facing components of ITER, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France 7-11 September 1998, pp.215-218.

30. B.Riccardi, A.Pizzuto, A.Orcini, et al, Tungsten thick coatings for plasma facing components, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France 7-11 September 1998, pp.223-226.

31. W.Daenner, M.Merola, P.Lorenzetto et al, Status of fabrication development for plasma facing components in the EU, Fusion Engineering and Design 61-62 (2002), pp. 61-70.

32. A. Hassanein, et al., J. Nucl. Mater. 241-243 (1997) 288.

33. A. Hassanein, Fus. Technol. 30 (1996) 713.

34. H. Wuerz, et al., J. Nucl. Mater. 233-237 (1996) 798.

35. A. Hassanein, et al., Fus. Eng. Des. 39-40 (1998) 201.

36. A. Hassanein, et al., in Proc. 14th Int. Conf. Plasma Surf. Interact, in Contr. Fus. Dev., Rosenheim, Germany, May 22-26, 2000

37. H-. Wuerz et al., in Proc. 14th Int. Conf. Plasma Surf. Interact, in Contr. Fus. Dev., Rosenheim, Germany, May 22-26, 2000

38. P. Kornejew, et al., Chemical erosion of CFC at high ion flux, presented at the 9th Int. Workshop on Carbon Materials, Munich 18-19 Sept., 2000.

39. Vietzke, E., Haasz, A.A., in: Physical processes of the interaction of fusion plasmas with solids, eds.: Hofer, W.O., Roth, J., (Academic Press, San Diego, 1996). Section 4: Chemical erosion, p. 135.

40. Davis, J.W., Haasz, A.A., J. Nucl. Mater. 241-243 (1997) 37.

41. Roth, J., J. Nucl. Mater. 266-269 (1999) 51.

42. Design Description Document, WBS 1.7 Divertor, ITER, 2001

43. M.Merola, M.Akiba, V.Barabash, I.Mazul, Overview on Fabrication and Joining of Plasma Facing and High Heat Flux Materials for ITER, J. of Nucl. Materials, 307-311 (2002) 1524-1532.

44. ITER Structural Design Criteria for In-Vessel Components (SDC-IC), ITER Doc. G 74 MA 8 01-05-28 WO.2, May 2001.

45. V.K.Gagen-Torn et al, Experimental Complex for High Heat Flux Materials Interaction Results, Proceedings of the 18th SOFT, Karlsruhe, Germany, August 1994, p.363-366.

46. M.Rodig, M.Akiba, P.Chappuis, R.Duwe, M.Febvre, A.Gervach, J.Linke, N. Litunovsky, S.Suzuki, B.Wiechers, D.Youchison, Comparison of Electron Beam Test Facilities for Testing of High Heat Flux Components, Fusion Eng. and Design 51 -52 (2000 ), 715 722.

47. M.Rodig, M.Akiba, P.Chappuis, R.Duwe, M.Febvre, A.Gervach, J.Linke, N. Litunovsky, S.Suzuki, B.Wiechers, D.Youchison, Comparison of Electron Beam Test Facilities for Testing of High Heat Flux Components, Fusion Eng. and Design 51 52 (2000 ), 715 - 722.

48. Material Assessment Report,§ 1.4. Copper Alloys (G 74 MA 9 00-1110 W 0.1).

49. Найдич Ю.В., Лавриненко И.А.,Евдокимов В.А. Исследование процесса уплотнения при жидкофазном спекании под давлением в системе вольфрам-медь,- Порошковая металлургия, 1974, №1, с.34-39.

50. М. Nicholas, D.M. Poole, "Interfacial Bonding in the Copper-Tungsten System", Applied Materials Research, Oct., 1965

51. F.Brossa, P.Ghiselli, G.Tommei et al., "Experimental tests concerning the use of the tungsten copper couple design concept on the divertor system", Fusion Technology 1 (1982) 491-496.

52. R.Giniatulin, A.Gervash, V.L.Komarov, A.Makhankov, I.Mazul, N.Litunovsky, N.Yablokov, "High heat flux tests of mock-ups for ITER divertor application", Fusion Engineering and Design, 39-40 (1998), 385391.

53. ITER Final Report on Task T222 OManufacturing and testing of permanent ComponentsO, ТА No G 17 TT fr 19 FR, RF Home Team, June 1998.

54. Flat Tile Target, ITER report, G17 RE 92 01-06-13 F1

55. A.Makhankov, I. Mazul, V. Safronov, N. Yablokov. Development and Optimisation of Tungsten Armor Geometry for ITER Divertor, Proceedings of the 20th Symposium on Fusion Technology, Marseille, France, 7-11 September 1998, v. 1, p. 267-270.

56. I.Mazul, A. Akiba, I. Arkhipov, V.Barabash, S.Chiocchio, K.Ezato,

57. G.Federici, G.Janeschitz, C.Ibbott, A.Makhankov et al. Status of R&D of the Plasma Facing Components for the ITER Divertor, ITER Preprints, IAEA-CN-77, Sorrento, October 2000.

58. E.Visca, B.Riccardi, A.Orsini, C.Testani, Manufacturing and testing of monoblock tungsten small-scale mock-ups, Fusion Engineering and Design, 56-57 (2001), pp 343-347

59. P.H. Гиниятулин, A.A. Герваш, В.Л. Комаров, B.H. Одинцов,

60. I.Mazul, R. Giniyatulin, V.L. Komarov, V.Krylov, Ye.Kuzmin, A.Makhankov, V.Odintsov, A.Zhuk, Manufacturing and Testing of ITER Divertor Gas Box Liners. Proceed, of the 20th Symposium of Fusion Technology, Marseille, September 1998, v. 1, p. 77-80.

61. R.Giniyatulin, V.Komarov, A.Labusov, I.Labusov, A.Makhankov, Stress analysis and lifetime evaluation of ITER high heat flux components of the hypervapotron type, Plasma Devices and Operation, 2002, vol.10, pp. 27-37

62. A.Makhankov, I.Arkhipov, G.Federici et al. Design of a radiative semi-transperant liner for the ITER divertor cassette, Fusion Engineering and Design, 49-50(2000), 275-281

63. К.Б.Поварова. Физико-химические принципы создания жаропрочных сплавов тугоплавких металлов. Свойства сплавов тугоплавких металлов. //В кн.Тугоплавкие металлы и сплавы. М., Металлургия, 1986, с. 152-194, с.243-256.

64. Е.М.Савицкий, К.Б.Поварова, П.В.Макаров. Металоведение вольфрама. М., Металлургия, 1978, 223 с

65. E.Fromm, E.Gebhardt. Gase und Kohlenstof in Metallen SpringerVerlag, Berlin-Heidelberg-New Uork, 1976 (Е.Фромм, Е.Гебхардт. Газы и углерод в металлах. Москва, металлургия, 1990, 711 с.

66. К.Б.Поварова, Ю.О.Толстобров. К вопросу о растворимости бора в вольфраме. // Изв. АН СССР, Металлы, 1988, N 4, с.54-57.

67. К.Б.Поварова, Л.С.Косачев, Г.А.Рымашевский, П.В.Макаров, Ю.О. Толстобров, В.А.Балашов, А.П.Попов. Дисперсионное и твердорастворное упрочнение вольфрама вакуумного плавления. // ФХОМ, 1983, N 1, с.123-128.

68. К.Б.Поварова, А.С.Драчинский, Ю.О.Толстобров, А.В.Крайников, В.Н. Слюняев, В.А.Балашов, А.П.Попов, К.М.Коновалов. Влияние микролегирования на температуру хладноломкости вольфрама. // Изв. АН СССР, Металлы, 1987, N 1, с.134-141.

69. В.Н.Амосов, Б.А.Карелин, В.В.Кубышкин. Электродные материалы на основе тугоплавких металлов. М., Металлургия, 1976, 224 с.

70. H.G.Seel, D.F.Stein, R.Stickler, A.Joshi, E.Berkey. The identification of buble forming impurities in doped tungsten. Jörn, of the Inst, of Metals, 1972, v.100, p.275-288.

71. Tungsten. Metallwerk Plansee GmbH, Reutte, Austria, 1993

72. В.А.Соркин, Ю.М.Королев, О.В.Морозова, О.П.Корнетов. Получение тиглей из газофазного вольфрама. В кн."Получение и свойства материалов на основе молибдена и вольфрама". Научн. труды ВНИИТС, М., Металлургия, 1987.

73. Г.Г.Девятых, Г.С.Бурханов. Высокочистые тугоплавкие материалы. М., Наука, 1993, 223 с.

74. В.И.Цалков. Высокотемпературные физические свойства и фазовые превращения тугоплавких металлов и некоторых сплавов в конденсированном состоянии. Диссертация. Москва, 1995 г.

75. H.Bildstein, R.Eck. Eigenschaften hochverformer Wolframlegierungen für die Vakuumtecnologie.// High-Temperatures-High Pressures. 1978, v.10, p.215-230.

76. Е.М.Савицкий, К.Б.Поварова, П.В.Макаров, Ю.О.Толстобров, Б.А. Карелин, Т.Е.Головкина, В.И.Калугина, И.Б.Левин. Механические свойства сплавов вольфрама вакуумного плавления и порошковой металлургии в тонких сечениях. // ФХОМб 1983, N 6, с.91-95.

77. W.D.Klopp, W.R.Witzke. Mechanical properties of tungsten-23,4 percent rhenium-0,27 percent hafnium-carbon alloy. //J.Less-Common Metals. 1971, v.24, p.427-443.

78. В.А.Соркин, Ю.М.Королев, О.В.Морозова, О.П.Корнетов. Получение тиглей из газофазного вольфрама. В кн."Получение и свойства материалов на основе молибдена и вольфрама". Научн. труды ВНИИТС, М., Металлургия, 1987.

79. В.Е.Иванов, Е.П.Нечипоренко, В.М.Криворучко, В.В.Сагалович. Кристаллизация тугоплавких металлов из газовой фазы. М. Атомиздат, 1974,264 с.

80. Л.С.Косачев, В.С.Фастовский, В.а.Сорокин, Л.А.Александрович. Прокат из низколегированного сплава ВМРИ. // Производство и применение тугоплавких металлов. ВНИИТС. Научн.труды, М.,ВНИИТС, 1990, с.33-38.

81. J.W. Davis, V.R. Barabash, A. Makhankov, L. Plochl, and К.Т. Slattery "Assessment of Tungsten for Use in the ITER Plasma Facing Components", Journal of Nuclear Materials 258-263 (1998) 308.

82. V. Barabash, M. Akiba, I. Mazul, M. Ulrickson, G. Vieider, Selection, developmentand characterisation of the plasma facingmaterials for ITER application, J. Nucl. Mat. 233-237 (1996) 718-723.

83. Коваленко В.Ф., Теплофизические процессы и электровакуумные приборы, М.Сов.Радио, 1975.

84. R.E. Schmunk, G.E. Kortu, "Tensile and low-cycle fatigue measurements of cross-rolled tungsten", J. Nucl. Mat. 103-104 (1981) 943-948.

85. R.E. Schmunk, G.E. Kortu, M. Ulrickson, "Tensile and low-cycle fatigue measurements of cross-rolled tungsten at 1505 K", J. Nucl. Mat. 122-123 (1984) 850-854.

86. ITER Final Report on Task T221 "Development of beryllium and other arnour Materials", ТА No G 17 TT fr 16 FU, US Home Team, June 1998.

87. Material Assessment Report,§ 2.2. Tungsten (G 74 MA 10 01-07-11 W 0.2).

88. A.Drozdov, V.Litunovsky, B.Lublin et al., Quasistationary Plasma Accelerators for Experiments on Thermonuclear Fusion and Technology, Plasma Devices and Operations, 1992, v.2, pp. 101-123.

89. Arkhipov N., Bakhtin V., Kurkin S., Materials Erosion and Erosion Products in Disruption Simulation Experiments at the MK-200UG Facility, Fusion Engineer, and Design , 49-50 (2000) 151.

90. J.Linke, M.Akiba, H.Bolt, G.Breitbach, R.Duwe, A.Makhankov, I.Ovchinnikov, M.Rodig, E.Wallura, Performance of beryllium, carbon and tungsten under intense thermal fluxes. Journal of Nuclear Materials 241-243 (1997), 1210-1216.

91. A.Makhankov, V. Barabash, I. Mazul, D. Youchison. Performance of the Different Tungsten Grades under Fusion Relevant Power Loads, Journal of Nuclear Materials, 290-293 (2001), pp 117-1122.

92. V.Tanchuk, S.Grigoriev, V.Divavin, A.Lipko, A.Makhankov. Thermal analysis of the tile impacted by concentrated heat loads caused by the loss of an upstream tile, Fusion Engineering and Design, 56-57 (2001), pp 225-231.

93. A.Makhankov, N. Berkhov, V. Divavin, R. Giniyatulin, S. Grigoriev,

94. C. Ibbott, V. Komarov, A. Labusov, I. Mazul, J. McDonald, V. Tanchuk,

95. D. Youchison. Investigation of Cascade Effect Failure for tungsten armour, Fusion Engineering and Design, 56-57 (2001), pp 337-342.

96. R.N.Giniyatulin, V.L.Komarov, E.G.Kuzmin, A.N.Makhankov, I.V.Mazul, N.A.Yablokov, A.N.Zhuk, Optimisation of armour and bonding techniques for tungsten-armoured high heat flux components, Fusion engineering and design 61-62 (2002), 185-190