Вольфрамовая облицовка диверторной мишени для термоядерного реактора токамак тема автореферата и диссертации по физике, 01.04.13 ВАК РФ

На правах рукописи УДК 621.039

Маханьков Алексей Николаевич

ВОЛЬФРАМОВАЯ ОБЛИЦОВКА ДИВЕРТОРНОЙ МИШЕНИ ДЛЯ ТЕРМОЯДЕРНОГО РЕАКТОРА ТОКАМАК

01.04.13 - электрофизика, электрофизические установки

05.02.01 - материаловедение (машиностроение)

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

С.-Петербург 2003

Работа выполнена в Научно-исследовательском институте электрофизической аппаратуры им. Д.В.Ефремова

Научный руководитель: кандидат технических наук.

старший научный сотрудник Мазуль Игорь Всеволодович

I

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Кириллов Николай Борисович.

кандидат технических наук, старший научный сотрудник Крылов Вячеслав Александрович

Ведущая организация: Московский государственный инженерно-

физический институт (Государственный университет)

Защита состоится " 26" ноября 2003 г. в 16 часов на заседании диссертационного совета Д.201.006.01 при Научно-исследовательском институте электрофизической аппаратуры им. Д.В.Ефремова в помещении Клуба ученых НИИЭФА (196641, Санкт-Петербург, а Металлострой, ул. Полевая д. 12)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИИЭФА

Автореферат разослан " % октября 2003 года

Ученый секретарь V . . /-доктор технических наук, профессор

диссертационного совета —. Щу^йло И.А.

¿JX>%- й

Актуальность темы

Осуществление управляемой термоядерной реакции - один из перспективных путей решения энергетических проблем человечества. Среди исследовательских термоядерных установок наилучшие параметры плазмы получены на установках типа токамах. 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 (Международный термоядерный экспериментальный реактор) будет иметь параметры, близкие к термоядерному реактору.

Критическим моментом для осуществления управляемой термоядерной реакции является минимизация примесей в плазме, излучение на которых способно охладить плазму ниже порога горения. Поэтому все поверхности, контактирующие с плазмой, должны иметь специальное покрытие из материалов или с низким порядковым номером Z в таблице Менделеева, как, например, бериллий (Be) и углерод (С) или с высоким порогом распыления, как, например, вольфрам (W). Однако использование бериллия в качестве облицовочного материала дивертора ITER проблематично ввиду его недостаточного ресурса из-за большого коэффициента физического распыления и низкой температуры плавления. Проблемы накопления трития в продуктах эрозии углеродосодержащих материалов также ограничивают их применение в стационарных термоядерных установках. Наиболее перспективным материалом облицовки дивертора на сегодняшний момент является вольфрам, обладающий комплексом уникальных физических свойств: самый низкий коэффициент физического распыления, высокая температура плавления, относительно высокая теплопроводность, сравнительно тшзкая активация, низкое накопление трития.

В качестве материала водоохлаждаемой подложки в реакторе ITER выбрана бронза БрХЦр. Однако большая разница в коэффициенте линейного термического расширения (КЛТР) вольфрама (4.59-10'6 1/К) и бронзы (16.5-10'6 1 /К) создает технические трудности в обеспечении надежного теплового контакта между ними, что необходимо для создания работоспособного соединения вольфрам-бронза (W/БрХЦр). Поэтому разработка надежного метода соединения W с бронзой, работоспособного при проектных параметрах реактора ITER, является актуальной ' научно-технической задачей.

Критическим вопросом при разработке вольфрамовой облицовки является также выбор марки вольфрама, способной противостоять как термоциклическим нагрузкам во время нормального режима работы реактора так и кратковременным (порядка 1 мс) очень интенсивным нагрузкам (более 10 МДж/м2) во время срывов тока плазмы.

Работа выполнена в соответствии с планами НИОКР:

Федеральная целевая научно-техническая программа «Международный термоядерный реактор ИТЭР и научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в его поддержку» на 1999-2001 годы (Постановление Правительства РФ №1417 от 1 декабря 1998 г.) Федеральная целевая научно-техническая программа «Международный термоядерный реактор ИТЭР и научно-исследовательские и опытно-конструкторские работы в его поддержку» на 1996-1998 годы (Постановление Правительства РФ №1119 от 19 сентября 1996 г.).

Цели работы

• Исследовать поведение вольфрама различных марок при имитации срывов тока плазмы и термоциклических нагрузках с целью выбора марки вольфрама, работоспособной при проектных параметрах работы реактора ITER.

• Разработать метод и геометрию соединения вольфрама с водоохлаждаемой бронзовой подложкой, работоспособный при проектных параметрах работы 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 мс) 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 вольфрам-бронза (БрХЦр), удовлетворяющий проектным параметрам ITER. Этот метод положен в основу проекта облицовки

К дивертора ИТЭР. Выработаны рекомендации по использованию вольфрама различных марок в качестве облицовки элементов электрофизических установок, подверженных воздействию интенсивных тепловых и корпускулярных потоков. 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 вольфрамовой облицовки с бронзовой охлаждаемой подложкой, обеспечивающая работоспособность соединения до тепловых потоков 27 МВт/м2.

• Сравнительный анализ поведения вольфрама различных марок при имитации срывов тока плазмы и термоциклических нагрузках. Выводы и рекомендации по использованию вольфрама различных марок в облицовке элементов

j электрофизических установок.

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

!

* Апробация работы

Результаты исследований докладывались на следующих совещаниях, конференциях и симпозиумах:

Международные Технические совещания специалистов по проекту ИТЭР (Германия, Япония, США, Россия, 1996 - 2003гг.); Всероссийская конференция "Инженерные проблемы термоядерных реакторов" (ИПТР-7, С.-Петербург, 2002);

Международные симпозиумы по технологиям термоядерного синтеза (SOFT-20, Марсель, 1998; SOFT-21, Мадрид, 2000); Международные симпозиумы по ядерным технологиям термоядерного синтеза (ISFNT-4, Токио, 1997; ISFNT-5, Рим, 1999, ISFNT-6, Сан-Диего, 2002); Международная конференция по материалам для термоядерных реакторов (ICFRM-8, 1997); Международные конференции по взаимодействию плазмы с поверхностью в термоядерных установках (PSI-12, Сан-Рафаэль, 1996; PSI-14, Розенхайм, 2000); Американский симпозиум по термоядерной инженерии (18IEEE/NPSS, Альбукерк, 1999); Конференция МАГАТЭ по термоядерной энергии (№ 18, Сорренто, 2000). а также на других научно-технических форумах.

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

Структура и объем диссертации

Диссертация содержит введение, пять глав и заключение. В диссертации 125 страниц печатного текста, в том числе 95 рисунков, 34 таблицы и список литературы, включающий 103 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность темы, новизна полученных результатов, описана структура диссертации, решаемые в ней задачи и основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе приведен анализ условий работы облицовки в диверторе установок типа Токамак. Дивертор - один из немногих узлов токамака - является жертвенным устройством, для которого предусмотрена плановая замена. Замена дивертора или отдельных его элементов требует остановки реактора, и поэтому является дорогостоящей процедурой. Частота и стоимость этих вынужденных замен определяется надежностью технических решений, использованных при создании энергонагруженных компонентов дивертора. Поэтому повышение ресурса работы дивертора является актуальной научно-технической задачей. В силу импульсного режима работы установки тепловой поток на приемные диверторные пластины также носит импульсный характер. В нормальном режиме работы в установке ITER ожидается, что тепловые потоки на диверторную мишень будут не более 10 МВт/м2 в зоне пересечения сепаратриссы с мишенью и не более 5 МВт/м2 в верхней части диверторной мишени при длительности импульса 400 сек. Медленные переходные процессы (с характерным временем до 10 с) могут приводить к тепловым нагрузкам в зоне пересечения сепаратриссы с мишенью до 20 МВт/м2. При толщине облицовки не более 10 мм за это время температурные поля достигают своих стационарных значений. Это означает, что облицовка должна быть работоспособной вплоть до

тепловых потоков 20 МВт/м5 Ресурс работа облицовки должен быть не менее 3000 циклов, при частоте медленных переходных процессов 10%. Это означает что облицовка дочжна выдержать не менее 300 циклов при тепловом потоке 20 МВт/м2 и 3000 циклов при 10 МВт/м: Кроме этого, в ITER ожидаются срывы тока плазмы, во время которых нагрузка в зоне пересечения сепаратриссы с мишенью достигает 10 МДж/м2 за время масштаба 1 мс. Такая нагрузка приводит к оплавлению поверхностного слоя металлической облицовки на глубину до 100 мкм с возможным уносом оплавленного слоя, а также к появлению сетки трещин в поверхностной зоне. В настоящий момент неясно, насколько устойчив оплавленный слой, в случае его уноса ресурс облицовки будет сильно ограничен. Для углеграфитовых материалов происходит сублимация материала под воздействием нагрузок при срывах в значительно меньшей степени, чем глубина оплавления металлических облицовочных материалов. Поэтому принято считать, что углеграфитовые материалы значительно лучше противостоит срывам тока плазмы, чем металлические материалы Однако в нормальном режиме работы ситуация противоположная, химическая эрозия угле1рафиговых материалов значительно больше, чем эрозия вольфрама. Поэтому в установке ITER па первом этапе (до накопления опыта работы) наряду с вольфрамом предполагается использовать также углеграфитовые материалы, в то время как п последующем вольфрам рассматривается как основной материал для облицовки уже всего дивертора

Во второй главе диссертации приведепы результаты разработки метода соединения вольфрам-бронза. Основная сложность в получении работоспособного соединения вольфрама с бронзой, как уже упоминалось выше, - большая разница в KJITP этих материалов, приводящая к значительным термическим напряжениям, как в процессе изготовления данного соединения, так и в процессе его эксплуатации. Разработан метод соединения W с бронзой через податливый промежуточный слой бескислородной меди. Термические напряжения в зоне соединения сглаживаются в промежуточном мягком слое меди, в результате чего ресурс работы соединения увеличивается Процесс изготовления облицовки состоит из двух этапов изготовление вольфрам-медной биметаллической пластины и соединение —полученной биметаллической пластины с бронзовой теплоотводящсй подложкой Для изготовления биметаллической вольфрам-медной пластины были выбраны два метода: наплавка меди на вольфрам в вакууме и пайка медно-марганлевым припоем. Наплавка меди на вольфрам основана на очень хорошем смачивании вольфрама жидкой медью (см рис 1). Этот метод соединения позволяет получать различную геометрию зоны соединения (в том числе - с развитой поверхностью). Недостатком метода является необходимость двойной обработки вольфрама - перед наплавкой и после нее.

Соединение биметаллической вотьфрам-медной пластины с бронзовой теплоотводящей подложкой осуществлялось методом быстрой (для сохранения свойств бронзы) пайки с использованием припоя СТЕМЕТ 1108 (Cu-In-Sn-Ni)

Быстрая пайка проводилась в электронно-лучевой установке с ограниченным временем (не более 10 мин) пребывания паяемых деталей при температуре выше

450°С.

Для определения ресурса работоспособности соединения методом наплавки был изготовлен водоохлаждаемый макет,

облицованный вольфрамовыми плитками 20x20x5 мм с промежуточным слоем меди толщиной 3 мм. В качестве облицовки был использован

листовой порошковый вольфрам. Макет показал работоспособность до тепловых потоков 7,5 МВт/м2 без повреждений зоны соединения. Однако при тепловой нагрузке 7,5 МВт/м2 в самом вольфраме появились расслойные трещины приводящие к ухудшению условий теплосъема и, как следствие, к росту температуры поверхности вольфрама. Результаты испытаний данного макета показали:

1. Предел работоспособности листового вольфрама при ориентации структуры материала поперек теплового потока находится в области тепловых потоков до 7 МВт/м2.

2. Предел работоспособности соединения, полученного методом наплавки, лежит выше тепловых потоков 7 МВт/м2.

3. Необходимость оптимизации геометрии соединения в плане ориентации структуры вольфрама и размеров облицовочных плиток, что и представлено в следующей главе диссертации.

В третьей главе диссертации приведены результаты оптимизации геометрии облицовки на основе испытаний малых макетов дивертора, отражающих фрагменты конструкции определенных компонент дивертора. Поскольку тепловые потоки на различные компоненты дивертора значительно (от 3 до 20 МВт/м2) отличаются геометрия облицовки должна быть также различной. Из соображений стоимости изготовления размер облицовочных плиток должен быть максимально возможный. Однако соображения термомеханики требуют уменьшения размера облицовочных плиток с увеличением плотности теплового потока. Задача оптимизации геометрии облицовки заключается в поиске геометрии зоны соединения и определении

45

2 40

$ а 35

к 30

X

Й 25

20

и

§ 16

ж 8 10

Я 5

0

-^—Вакуум

ч

\

ч \

\

1200 1250 1300 Температура (С)

Рис. 1. Температурная зависимость краевого угла смачивания в системе 'ЭД-Си

максимального размера плиток, обеспечивающих работоспособность облицовки при заданном >ровне теплового потока.

Для решения поставленной задачи были изготовлены макеты с фигурной и плоской заделкой облицовочных плиток, а также с геометрией типа моноблок. Фотографии макетов после испытаний приведены на Рис. 2 - Рис. 5

Рис. 2. Макет с фигурной заделкой Рис. 3. Макет с плоской заделкой плиток после 2150 термоциклов при плиток 20x3x15 мм3 типа «ламель» тепловом потоке 15 МВт/м' после 400 циклов при тепловом

потоке 15 МВт/м2

Рис 4. Макет с плоской заделкой Рис. 5. Макет типа моноблок

плиток 10x10x10 мм3 после 1500 после 260 термоциклов при

термоциклов при тепловом потоке тепловом потоке 17 МВт/.ч2

27 МВт/м2

Основная особенность макета, изображенного на рис. 2. - увеличенная площадь контакта вольфрама с медью. Однако термоциклические испытания показали, что пластические деформации меди в зазорах, приводят к изменению геометрии облицовки Крайние плитки отклонились от первоначального положения, что объясняется краевыми аффектами. Этого явления можно избежать в реальной конструкции, когда плетки окружены со всех сторон соседними. Надо отмет итъ. что стоимость изготовления такой облицовки значительно больше, чем плиток с плоской геометрией соединения.

Основная задача макета, изображенного на рис. 3, - проверить работоспособность соединения с плоской геометрией соединения плиток из листового вольфрама с ориентацией структуры вдоль теплового потока. Использование листового вольфрама позволяет снизить стоимость изготовления. Макет показал свою работоспособность при тепловых потоках до 15 МВт/м2 включительно без изменений геометрии облицовки. После изготовления были обнаружены трещины в вольфраме, развившиеся во время термоциклики. Однако повреждений в зоне соединения и новых трещин в вольфраме обнаружено не было. Макет, изображенный на рис. 4, был предварительно оптимизирован с точки зрения термомеханики Вольфрамовые плитки из монокристалла вольфрам-рениевого сплава с 0,02% рения размером 10x10x10 мм соединены через 2 мм промежуточный слой меди с бронзовой водоохлаждаемой подложкой. Для зоны соединения в данном случае существуют две опции: первая, когда все плитки находятся на едином промежуточном слое меди и другая, когда каждая плитка находится на своем отдельном от других промежуточном слое меди. Термомсханический расчет показал, что во втором случае напряжения в зоне соединения вольфрам-медь меньше, чем в первом случае. Это объясняется граничным эффектом, когда медь при нагреве имеет возможность расширяться в сторону зазора. Толщина прослойки меди также была выбрана на основе термомеханических расчетов и составила 2 мм. Данный макет был испытан и выдержал 1500 циклов без признаков разрушения зоны соединения при нагрузке 27 МВт/м2. Этот результат является на сегодняшний день абсолютным рекордом для вольфрамовой облицовки в международном термоядерном сообществе. Геометрия поверхности вольфрама сильно изменилась вследствие пластических деформаций. Повреждений в зопах соединений обнаружено не было.

Макет, изображенный на рис. 5, имеет геометрию типа «моноблок». Основная особенность данной геометрии состоит в том, что плитка остается на своем месте и продолжает выполнять защитные функции, даже в случае повреждений в зоне соединения. Однако испытания макета выявили другой недостаток данной геометрии: вследствие высоких термических напряжений, произошло повреждение трубки охлаждения и образовалась течь воды. Кроме того, дагшая геометрия требует большего расхода вольфрама и значительно больших затрат на его обработку по сравнению с плоской геометрией зоны соединения, что ведет к значительному возрастанию стоимости изготовления.

На основе Приведенных выше испыганий геометрий заделки можно рекомендовать для наиболее нагруженных элементов электрофизических установок плоскую заделку плиток 10x10x10 мм через промежуточный слой меди толщиной 2 мм. Каждая плитка при этом находится на отдельном «пьедестале» из меди. Для слабо нагруженных компонентов электрофизических установок размер облицовочных плиток может быть большим. Для определения максимального теплового потока, при котором облицовка размером 44x44x3 мм3 работоспособна, был изготовлен и испытан макет, изображенный на рис. 6.

Одна из облицовочных плиток имела промежуточный слой меди тонциной 1 мм, другая - Змм с шагом кастелляции меди 4 мм Основная идея кастелляции меди -снизить термонапряжения в зоне соединения вольфрам/медь возникающие, особенно во время изготовления. Однако, испытания не выявили преимуществ данной геомегрии (с кастелляцией меди) по сравнению с непрерывным слоем меди обе плитки выдержали 1000 термоциклов при плотности тетового потока 5 МВт/м2 без признаков разрушения зоны соединения и трещин в вольфраме

Таким образом было показано, что облицовка с плитками 10x10x10 мм1 работоспособна до тепловых потоков 27 МВт/м2. а с геометрией 44x44x3 мм3 до 5 МВт/м2.

Поскольку наплавка меди на вольфрам требует двойной его обработки (до и после наплавки), а пайка только однократной (до пайки), то пайка с точки зрения стоимости изготовления имеет преимущество. С целью отработки технологии пайки был изготовлен макет с плоской геометрией зоны соединения. Пайка проводилась в два этапа: вначале был изготовлен биметаллический вольфрам-медный блок (пайка медно-марганцевым припоем при температуре 930°С), затем блок был припаян к водоохлаждаемой бронзовой подложке с использованием припоя СТЕМЕТ 1108. В качестве облицовки был использован листовой вольфрам марки В13И. Фотография макета после испытаний приведена на рис 7.

900 термоциклов при 15 МВт/м2. 200 термоциклов при 17,5 МВт/м2

Рис. 7 Паяный макет типа «ламель» с плоской заделкой плиток 20x5x10 мм3 после

испытаний

Макет выдержал 900 термоциктов при 15 МВт/м2 без повреждений облицовки и зоны соединений При испытаниях при плотности теплового потока 17.5 МВт/м2

И

Рис 6 Макет с плитками <м3

после термоциклических испытаний 1000 циклов при тепловом потоке 5 МВт-'м

произошло разрушение зоны соединения вольфрам-медь и оплавление поверхности облицовки. Таким образом была продемонстрирована работоспособность технологии пайки до тепловых потоков 15 МВт/м2.

Результаты испытаний малых макетов дивертора показали:

• Разработанная технология соединения позволяет снимать тепловой поток до 27 МВт/м2.

• Геометрия с плоской заделкой плиток имеет преимущество перед фигурной заделкой плиток как по величине максимально снимаемого теплового потока, так и по стоимости изготовления

• Наилучшие результаты были достигнуты при геометрии плиток 10x10x10 мм3. Геометрия типа «ламель» (рис. 2 и рис.б) показала свою работоспособность до тепловых потоков 15 МВт/м2.

• Размер плиток оказывает существенное влияние на допускаемый тепловой поток Так для плиток размером 10x10x10 мм2 допускаемый тепловой поток равен 27 МВт/м2, в го время как для плиток 44x44x3 мм3 допускаемый тепловой поток равен 5 МВт/м2.

• Ориентация структуры вольфрама относительно направления теплового потока существенно влияет на работоспособность облицовки Максимальную работоспособность имеет облицовка с ориентацией структуры вольфрама по тепловому потоку. Это связано с тем, что трещины в вольфраме распространяются вдоль структуры материала и в случае ориентации структуры по потоку не приводят к ухудшению условий теплосъема. В противном случае (структура материала поперек потока) происходит перегрев материала вблизи трещины, приводящий к возрастанию термонапряжений в этой зоне и дальнейшему росту трещины

В четвертой главе диссертации приводятся результаты экспериментов по сравнению поведения вольфрама различных марок под воздействием имитаций срыва тока плазмы (термический удар) и термоциклики.

Особенностью режима эксплуатации вольфрама в диверторе является наличие срывов тока плазмы во время которых громадные тепловые потоки (более 10 МДж/м2) воздействуют на облицовку за характерные времена порядка 1 мс. Под воздействием этих тепловых потоков происходит оплавление поверхностного слоя облицовки и образование сетки поверхностных трещин. При последующем термоциклическом воздействии эти трещины могут развиваться, приводя к разрушению облицовки

Поскольку заранее трудно предугадать, какая из марок вольфрама наиболее работоспособна в условиях срывов тока плазмы и последующей термоциклики, в экспериментальную программу были включены все основные классы марок вольфрама: монокристаллы, газофазный вольфрам, вакуумплавленный вольфрам,

вольфрам-рениевый сплав, лантанированный вольфрам, пелегированный металлоксрамический вольфрам.

Три типа экспериментов были вьшолнены для сравнения марок вольфрама: термоциклические испытания, имитация срывов тока плазмы и комбинированный эксперимент - термоциклическое воздействие на образцах, предварительно подвергнутых воздействию срывов.

Термоциклические испытания показали, что листовой вольфрам с ориентацией структуры перпендикулярно направлению теплового потока может быть использован при тепловых потоках не более 7 МВт/м2 При более высоких тепловых потоках расслойные трещины могут образовываться, приводя к ухудшению условий теплосъема (см. гл. 2). При использовании листового вольфрама с ориентацией структуры параллельно направлению теплового потока порог работоспособности может быть значительно повышен (см. гл. 3)

Для сравнения поведения разных марок пруткового вольфрама был изготовлен и испытан водо-охлаждаемый макет с 4 плитками 10x10x10 мм3 разных марок вольфрама. Были испытаны следующие марки вольфрама: монокристалл с ориентацией <110>, '\У-5Ке-0.12г и нелегированный металлокерамический вольфрам Макет выдержал без повреждений в зоне соединений 2000 циклов при плотности теплового потока 16 МВт/м2. Визуальный осмотр поверхности вольфрамовых плиток показал наличие па нелегированном металлокерамическом и монокристаллическом вольфраме сетки поверхностных трещин, напоминающих своего рода эрозию. Однако, больших трещин, ухудшающих условия теплосъема, обнаружено не было. На \V-Re сплаве трещин обнаружено не было, несмотря на более высокую (на ~300°) температуру поверхности из-за более низкой теплопроводности. Металлографический анализ поверхности показал, что металлокерамический вольфрам рекристаллизовался на глубину 3-4 мм, в то время как \V-Re сплав на глубину юлько 200 мкм, имея при этом размер зерна значительно меньше. Монокристаллический вольфрам сохрапил свою монокристаллическую структуру (см Рис.8) Более высокая устойчивость '№-5Ке-0 1гг сплава к возникновению трещин и рекристаллизации может быть объяснена 1 более высокой пластичностью вызванной присутствием рения и стабилизирующим эффектом очень мелких /гС частиц

Суммируя результаты термоциклических испытаний различиях марок вольфрама, I? .можно сделать вывод, что вольфрам всех испытанных марок имеет достаточную работоспособность при условии правильного (по потоку) выбора ориентации структуры Но все же предпочтение следует отдать \V-Re сплаву - он выдержал испытания без повреждений.

1 ст

Поверхность плиток после Поперечное сечение

термоциклирования монокристалла вольфрама

после термоциклирования

Поперечное сечение

металлокерамического вольфрама после

термоциклирования

Поперечное сечение

вакул мплавленного сплава вольфрама \V-5Re-lMo-01/.г после

термоциклирования

Рис.8. Микроструктура поверхности вольфрама после 2000 циклов при плотности теплового потока 16 МВт/м2

Для имитации воздействия срывов тока плазмы были использованы плазменные ускорители «Вика» и 2МК-200 и. Геометрия образцов была выбрана такой же, как и в сл> чае термоциклических испытаний. Для исключения влияния остаточных напряжений все плитки перед гайкой отжигались при температу ре 1100°С в течение 1 часа.

Первая серия 'жспериментов была проведена на плазменном ускорителе «Вика» В этой серии были испытаны несколько марок вольфрама- монокристаллический вольфрам, газофа)ный вольфрам, рекристаллизованный в течение 1 часа при температуре 1800°С металле керамический вольфрам, вотьфрам марки В13И (V/14

1Мо раскисленный иттрием сплав вакуумной плавки) и вольфрам-рениевый \V-4Re-1Мо-0 1Ш' вакуумплавленный сплав Поликристаллические марки имели степень деформации 75% и ориентацию структуры по направлению тепловою потока. Плитки вольфрама КМ 0x5 мм3 были припаяны к медной подложке медномаргапцевым припоем при температуре 930°С.

5тд1е СгуШ! I I

I <

Поликристаллические Монокристаллы вольфрама с

марки вольфрама ориентацией <110> и <111>

Рис 9. Фотография поверхности образцов после 10 разрядов с удельной энергией 15 МДжЛг и длительностью 360 мкеек. Стартовая температура образцов 200°С

Образцы вольфрама были подвергнуты 10 разрядам с уделыюй энергией 15 МДж/м2 и длительностью 360 мкеек. Температура образцов перед импульсом была выбрана равной 200°С, что ниже температуры вязко-хрупкого перехода для большинства марок вольфрама, и равной 600°С, что выше температуры вязко-хрупкого перехода для большинства марок вольфрама Однако не было обнаружено большой разницы в поведении образцов при разных температурах. Из фотографий поверхности образцов (см. Рис. 9) видно, что на всех поликрис килических марках проявилась сетка трещин. Монокристаллы вольфрама, напротив, показали устойчивость к образованию трещин, что связано с более высокой пластичностью монокристаллов и отсутствием границ зерен. Металлографический анализ образцов показал, что трещины в газофазном вольфраме, В13И и W-4R.e-lMo-0.lHf имеют глубину от 30 до 150 мкм и проходят они по границам зерен. В рекристаллизовапном металлокерамическом вольфраме была обнаружена трещина, проходящая на всю глубину образца. Однако следует отметить, что во всех образцах направление трещин было перпендикулярно поверхности, и ночтому они не очень опасны для фу акционирования облицовки, т.к. не ухудшают у словий теплосьема. Основные результаты этого эксперимента-

• Все марки вольфрама за исключением монокристалла проявили тенденцию к образованию сетки поверхностных трещин иод воздействием термоудара.

• Наименее устойчивым к образованию трещин оказался рекристаллизованный вольфрам, наиболее устойчивым - монокристалл.

• Ориентация трещин перпендикулярна поверхности образца и, по-видимому, они не очень опасны для функционирования облицовки

• Не было обнаружено влияния температуры предварительного нагрева образцов на поведение различных марок вольфрама под воздействием имитации срыва тока плазмы.

• Оплавленный слой найден только на периферии образцов. Это объясняется тем. что в отсутствие магнитного поля оплавленный слой сдувается потоком налетающей плазмы

Целью второй серии экспериментов было сравнение поведения различных марок вольфрама в условиях максимально приближенным к реальным: термоциклические испытания образцов предварительно подвергнутых воздействию тепловых потоков, характерных для срыва тока плазмы. Трещины, зародившиеся во время срыва тока плазмы, могут развиться во время последующей термоциклики и привести к разрушению облицовки

Имитация тепловых нагрузок, характерных для срывов тока плазмы была проведена на установке 2МК-20011, основное отличие которой от установки «Вика» заключается в наличии магнитного поля. Присутствие магнитного поля мешает плазме уносить оплавлепный слой металла и слой испаренного вещества из центра мишени на периферию.

Были испытаны два типа образцов: плитки листового прокатанного вольфрама размером 44x44x3 мм3 на медной подложке и водоохлаждаемые макеты с 4 плитками 10x10x10 мм3 присоединенных через промежуточный слой меди 2 мм.

В макетах первого типа (см. рис. 10 и рис. 11) две марки листового вольфрама были использованы ВИИ и ВМП. Макеты были подвергнуты 10 разрядам с удельной энергией 15 МДж/м2, длительностью 50 мкеек и магнитным полем 2 Тл Температура предварительного нагрева образца была 200°С

Рис. 10 Образец с прокатанным вольфрамом после испытаний на плазменном

ускорителе

Рис. 11. Поперечное сечение поверхности образца.

В результате воздействия термоудара, созданного плазменным ускорителем произошло сильное повреждение поверхности вольфрама обеих марок' образовалась сетка трещин, перпендикулярных поверхности, и трещины, параллельные поверхности (см рис. 10 и рис. 11). Такое поведение облицовки может бьггь объяснено большим уровнем остаточных напряжений вследствие больших размеров плиток, а также склонностью прокатанного вольфрама к образованию расслойных трещин вдоль структуры деформации. Наличие трещин, параллельных поверхности, будет препятствовать теготосъему при последующей термоциклике и может привести к разрушению облицовки. Толщина оплавленного слоя была -50 мкм, что значительно больше, чем в случае экспериментов на плазменном ускорителе «Вика». Различие может быть объяснено влиянием магнитного поля, препятствующего уносу оплавленного слоя.

На основе данного эксперимента может быть дана рекомендация: не использовать прокатанный вольфрам с направлением структуры перпендикулярно к направлению теплового потока в зонах, подверженных срывам тока плазмы.

Макеты второго типа являются водоохлаждаемыми с 4 плитками 10x10x10 мм3 различных марок вольфрама с ориентацией структуры параллельно направлению теплового потока. Марки вольфрама, включенные в испытания, приведены в таблице 1.

Таблица 1. Испытанные марки вольфрама

Номер образца Марка вольфрама Химический состав, АМ %

1 Монокристалл <110> V/

\V-5Re-0.1ZrC - вакуумплавленный (пруток) W+5%Re+0.1%ZIC

\VTMP - нелегированный металлокерамический W (пруток) \У

В13И - вакуумплавленный (пруток) ^\М-1.3%Мо

2 В1ЗИ рекристаллизованный при 1800°С 1 час \V4-1 3%Мо

Монокристалл \»/-0 02Ле <111> ■%?+0.02<Же

\VL10 \¥+1%1,а203

\¥С20 №+2%ее02

Макеты были подвергнуты 10 разрядам с удельной энергией 15 МДж/м2 с длительностью 50 мксек и магнитным полем 2 Тл. Затем макеты были термоциклированы 220 циклами при тепловом потоке 15 МВт/м2. Макет с первым набором марок вольфрама был поврежден при термоциклических испытаниях из-за сбоя в ^установке (остановка воды'). Вольфрамовая плитка перегрелась, промежуточный слой меди расплавился и вышел на поверхность облицовки (см. рис. 13) Хотя и не очень корректно сравнивать поведение различных марок при таких не до конца выясненных обстоятельствах, все же следует отметить, что: монокристалл вольфрама не имел трещин; "^оЛе имел сетку мелких поверхностных трещин; В13И имел сетку больших трещин и металлокерамический вольфрам имел трещины на всю глубин)' плитки Трещин были ориентированы перпендикулярно поверхности.

10 тт 10 тт

Поверхность обтицовки Поверхность макета после повреждения

после имитации срывов во время термоциклических испытаний

Рис. 13. Фотографии поверхности облицовки после испытаний

Макет со вторым набором марок успешно выдержал весь цикл испытаний бет повреждений в зоне соединений и без значительных повреждений облицовки (см рис 14). Металлографическое исследование поверхности показало наличие сетки очень мелких поверхностных трещин на всех марках за исключением монокристалла. Ориентация трещин - перпендикулярно поверхности облицовки. Оплавленный слой имел толщину около 50 мкм и он обладал очень хорошей адгезией с основным материалом, отслоения оплавленного слоя во время термоциклирования обнаружено не было. Оплавленный слой в монокристалле имел также монокристаллическую структуру.

На основе результатов термоциклических и термоударных испытаний вольфрама

различных марок можно сделать следующие выводы:

• Наиболее устойчив к развитию трещин монокристаллический вольфрам, затем в порядке убывания стойкости идет вольфрам-рениевый сплав, сплав ВИИ, металлокерамические марки вольфрама. Предположительно устойчивость к развитию трещин связана с пластичностью материала, поскольку она убывает в этой же последовательности.

• Несмотря на появление сетки поверхностных трещин, практически все исследованные марки вольфрама показали достаточную работоспособность при ориентации структуры материала по направлению теплового потока.

• 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, при выборе марки вольфрама следует руководствоваться экономическими соображениями. Поэтому дана рекомендация использовать

После имитации срывов

После термоциклических испытаний

Рис. 14 Фотографии поверхности облицовки после испытаний

наиболее дешевый нелегированный металлокерамический прокатанный вольфрам и ориентировать его структуру параллельно направлению теплового потока

Глава 5 посвящена моделированию каскадного эффекта разрушения облицовки при потере одной из облицовочных плиток.

Тепловой поток на диверторные пластины обусловлен заряженными частицами плазмы, которые двигаются по силовым линиям. Угол наклона силовых линий к

поверхности мишени составляет примерно 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 соседнюю с ней плитку удваивается, причем половина потока с плотностью 382 МВт/м2 приходится на очень узкую зону боковой поверхности плитки (см. рис. 14) 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 теплового потока идет на плавление и испарение поверхностного слоя, часть уносится тепловым излучением, а оставшаяся часть снимается водой.

Результаты численного моделирования ситуации с потерей одной из облицовочных плиток, выполненного С.Григорьевым по заказу автора, показывают, что тепловой лоток в зоне соединения не удваивается, а увеличивается примерно в 1.5 раза и достаточно однороден по зоне соединения (см. рис. 15). Сравнение с результатами численного моделирования нагруження однородным тепловым потоком (рис. 16) показывает, что распределения теплового потока по зоне соединения близки Таким образом очевидно, что ситуация с потерей одной из облицовочных плиток может быть экспериментально промоделирована для зоны соединения с помощью однородного теплового потока величиной примерно в 1.5 раза большего номинального (т е при 30 МВг/м2)

потока в случае потери одной из облицовочных плиток

Рис. 15. Результаты моделирования теплового потока в зоне соединения вольфрам-медь в случае потери одной из облицовочных плиток.

Рис. 16. Результаты моделирования нагружения однородным тепловым потоком 27 МВт/м2

Для моделирования каскадного эффекта разрушения облицовки макет с 8 плитками 10x10x10 мм3 монокристалла У/-0.0211е был изготовлен и испытан в БМЪА (США). Первая 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 циклической усталости в конструкции к концу срока эксплуатации.

Вторая фаза состояла в собственно моделировании потери одной из плиток путем нагружения макета двумя импульсами с тепловым потоком 43 МВт/м2. Во время этих импульсов поверхность вольфрамовых плиток оплавилась (см. рис.17). Для определения ресурса работы облицовки после потери одной из плиток макет был испытан на 20 МВт/м2 в течение 500 циклов. Никаких изменений в макете обнаружено не было. Таким образом, было показано, что конструкция способна отработать весь ресурс после воздействия повышенных нагрузок, вызванных

0 потерей одной го плиток.

Затем тепловой поток был повышен до 27 МВт/м2 и макет был испытан в течение 1500 циклов. Фотография макета после последней фазы испытаний приведена на

1 Рис. 18. Повреждений в зоне соединения и облицовке обнаружено не было. Однако 4 произошло изменение геометрии поверхности вольфрама и рекристаллизация

облицовки на глубину примерно 3 мм.

Таким образом разработанная конструкция облицовки и метод соединения не только устойчивы 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).

Рис. 17. Фотография макета после Рис.18. Фотография макета после 1500 двух импульсов теплового потока циклов термоциклических испытаний 43 МВт/м' тепловым потоком 27 МВт/м"

В Заключении изложены основные резу льтаты работы:

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 шитка находится на отдельном 2 мм «пьедестале» мягкой меди

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

Список научных публикаций Маханькова А.Н.

1. 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.

2. A.Makhankov, N. Berkhov, V. Divavin, R Giniyatulin, S. Grigoriev, C. Ibbott, V. Komarov, A. Labusov, I. Mazul, J. McDonald, V. Tanchuk, D. Youchison. Investigation of Cascade Effect Failure for tungsten armour, Fusion Engineering and Design, 56-57 (2001), pp 337-342.

3. 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.

4. I.Mazul, A. Akiba, I. Arkhipov, V.Barabash, S.Chiocchio, K.Ezato, G.Federici, GJaneschitz, 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.

5. I.Mazul, A.Gervash, R.Giniyatulin, A.Makhankov. Technological Aspects of Plasma Facing Components Development for Steady State Machines. Proceed, of 2nd IAEA Committee Meeting on Steady-State Operation of Magnetic Fusion Devices, FURKU Report 99-05(66) Fukuoka, Japan, vol.11, October 1999, p.518-527.

6. 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

7. 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.

8. 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.

9. RGiniatulin, 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), 385-391.

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

11. A.Gervash, E.Wallura, I.Ovchinnikov, A.Makhankov, J.Linke, G.Breitbach, "Disruption Simulation on Tungsten specimens in Plasma Accelerator", Proceedings of the 19th Symposium of Fusion Technology, Lisbon, Portugal, 16-20 September 1996, v. l,p. 499-502

12 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

13. 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

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

Зак. № 144. Подписано в печать 20.10.2003 г. Офсетная печать. Формат 60x90/16. Уч.-изд. л. 1. Тираж 100 экз

Отпечатано в "ФГУП НИИЭФА им Д.В. Ефремова" 25

2oo s-л

»17960

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.

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.

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

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