王三丙，馬元，郭斯茂，謝奇林

(1. 中國工程物理研究院 核物理與化學研究所，四川 綿陽 621900； 2. 中國航天科技集團公司第六研究院十一所，陜西 西安 710100)

1 引言

空間核動力是未來空間科學研究的關鍵技術，得到了美俄等航天大國的高度重視[1]。核熱火箭相關設計技術是其中一項重要技術，美蘇從上世紀50年代起先后投入重金支持相關技術研發(fā)[2]，并在近幾年先后提出了核熱火箭(Nuclear Thermal Propulsion，NTP)的研究計劃[3]。

美國從20世紀50年代開始對核熱推進技術進行了廣泛研究，取得了大量成果。其于1955年～1973年先后進行了Rover計劃和NERVA計劃。其中Rover計劃以大型洲際彈道導彈為應用背景，謀求研制出大推力的NTP發(fā)動機；NERVA計劃的目標則是研制用于空間推進的NTP發(fā)動機，以支持載人月球探測工程的開展[2]。NERVA計劃成果極為顯著，計劃期間(1962年～1972年)，洛斯阿拉莫斯國家實驗室(Los Alamos National Lab，LANL)進行了多次發(fā)動機或整個推進系統(tǒng)的考核測試，驗證NTP反應堆的各種工作性能[4]，并于1972年完成NTP反應堆，功率最高達5000 MW量級，持續(xù)推力達90 t[4]。在NERVA項目開展期間，GE與ANL實驗室(Agon National Lab)還獨立完成了CERMET燃料的開發(fā)及核熱反應堆方案(代表反應堆為GE710與ANL200ANL2000反應堆)的設計，謀求實現(xiàn)空間探索用反應堆與推進反應堆共用同一套堆芯設計體系[5]。不過這些反應堆并未真正建成并進行核測試以及進行后續(xù)研究。

在NERVA項目與GE710項目后，美國并沒有完全終止核熱推進反應堆的研究。在星球大戰(zhàn)計劃、空間探索計劃、載人火星探測等需求背景下，美國提出了以顆粒床反應堆(PBR)為代表的一系列方案，研究緊湊、重量輕的NTP發(fā)動機[6]。隨后在PBR基礎上開發(fā)了更為緊湊、超輕的MITEE微型NTP發(fā)動機，并系統(tǒng)論述了NTP在月球開發(fā)和深空探索領域的應用方案[7]。1988年，美國啟動了空間核熱推進項目研究計劃(SNTP)，對TRISO顆粒性燃料進行了大量概念研究，謀求實現(xiàn)高功率核熱推進系統(tǒng)的開發(fā)[8]。2002年，NASA宣布其空間項目的核系統(tǒng)倡議，2003年該倡議更名為Prometheus計劃，要求核熱反應堆能夠滿足1 h以上、比沖大于925 s的需求[9]。該項目因超出預算太多，在2005年停止。2010年，NASA完成了《空間技術路線圖草案》，同時委托美國國家科學研究委員會(National Research Council，NRC)開展路線圖優(yōu)先級的評價和咨詢工作，并于2012年新發(fā)布了《空間推進系統(tǒng)路線圖》，確定核熱推進、電推進、推進劑貯存與輸送等為高優(yōu)先級發(fā)展方向[10]。同期，美國計劃在未來發(fā)射的木星衛(wèi)星探測器中使用由核反應堆作為動力的電離子推進器[11]。NASA在2011年還重新啟動了核熱推進技術的發(fā)展與驗證工作，由格林研究中心(GRC)定義了5種關鍵技術領域[12]。根據(jù)NASA規(guī)劃，2020年前后美國將會有系統(tǒng)級的技術驗證計劃，包括小型縮尺寸的地面驗證試驗與隨后的短時間飛行試驗[13]。

美國的核熱推進反應堆堆型可總匯如表1所示。

蘇聯(lián)從二十世紀六十年代早期開始研究NTP，建造了從單個燃料單元到復合燃料組件的各型測試設備(部分專家認為其設計比美國同期的幾個方案在性能和壽命上皆有優(yōu)勢)[14]。研制歷程比較平穩(wěn)，持續(xù)時間也較長。俄羅斯政府在1998年發(fā)布《俄羅斯宇航核動力發(fā)展構想》，強調要繼續(xù)保持在空間核動力領域的國際領先地位，明確指出空間核動力主要用于發(fā)展基礎軍事技術，滿足國防軍用的需要[15]。在2002年，俄羅斯提出了雙模式核火箭發(fā)動機系統(tǒng)設計方案，在2009年，俄羅斯則正式啟動研制MW級空間核動力系統(tǒng)，謀求開展太陽系內深空探索[16]。

表1美國典型核熱推進反應堆[4]

Table1ThetypicalnuclearthermalpropulsionreactorinUSA[4]

核熱反應堆堆型功率/MW比沖/s運行溫度/K燃料類型KIWI-A707241778UO2KIWI-BIA2257631972UO2KIWI-B4A11006771556UO2PHOEBUS-1 A10908492444UC2PHOEBUS-1B15008252306UC2PHOEBUS-2 A50008212283UC2PEWEE-15008652556UC2NF-144849最高3200 K(U,Zr)CNRX-A221928112229(U,Zr)CNRX-A310938412400(U,Zr)CNRX/EST10558412400(U,Zr)CNRX-A510568412400(U,Zr)CNRX-A611208692558(U,Zr)CXE-PRIME11408412272(U,Zr)CGE71010-～2200CERMETANL200020009302507CERMETPBR19459713200ZrC涂層的UC2顆粒燃料MITEE7510003000CERMETIMPUSE60010003000(U,Zr)CSLHC10439303000(U,Zr)C

俄羅斯過去研發(fā)的NTP反應堆參數(shù)匯總如表2。目前，俄羅斯在最新的NTP反應堆燃料選取的主要是U-Zr-C-N，相關文獻表明[14]：在堆芯出口溫度為3100 K左右時，UC-ZrC-NbC或UC-ZrC-C在1 h內完全能夠保持燃料的完整性。

由表1和表2可知，美俄在核熱推進反應堆設計中所采用的核燃料各有特點?？紤]到核燃料是影響堆芯設計的關鍵因素，有必要梳理NTP反應堆燃料挑選的依據(jù)或影響因素。

表2俄羅斯關于核熱推進(火箭)發(fā)動機概要[15]

Table2ThetypicalnuclearthermalpropulsionreactorinRussia(USSR)[15]

發(fā)動機真空推力/kN真空比沖/s運行溫度/K核燃料類型RD-041035.09103000UC2RD-014035.0900-(U,Nb,Zr)CRD-41068.0--UC2YaERD-220081.0--UC2YaRD A型177.0900-UC2YaRD AF型196.0950-UC2YaRD V型392.0900-UC2YaRD V-B型392.0900-UC2RD-0411392.0900-UC2RD-6001960.02000-UC2NPPS68920>2800U-Zr-C-N

2 核燃料選取的影響因素

核燃料與基體(或包殼)材料的選擇需要考慮的因素有：材料熔點溫度、質量密度、U密度、材料的蒸發(fā)速率、堆芯能譜、高溫下材料的化學相容性、裂變氣體的釋放率、材料腫脹、高溫蠕變、制造工藝、耐熱沖擊能力[17]。其中，堆芯能譜、裂變氣體的釋放以及材料的輻照腫脹取決于堆芯設計理念與要求，特別是后兩個更多的是取決于燃耗深度與堆芯運行溫度。

2.1 燃料的熔點溫度

在所有因素中，材料的熔點溫度是極其重要的因素。易知由NTP輸出的名義比沖Isp滿足公式(1)：

(1)

式中：T為堆芯運行溫度，M為推進劑分子質量。可見提高比沖的關鍵在于提高堆芯溫度、降低推進劑分子質量。在常規(guī)推進劑工質中，H2的分子質量最小，因此進一步提高比沖的關鍵在于堆芯溫度。美俄為尋找理想的核燃料與結構材料，對比分析了大量的耐高溫核燃料與結構材料，匯總如圖1所示。

圖1 各種耐高溫材料的單質與化合物的熔點溫度分布圖[18-19]Fig.1 Melting point temperature profiles of materials[18-19]

通過圖1可以看到，在核燃料中UO2燃料和UC燃料的熔點溫度最高。盡管ThO2燃料的熔點溫度也很高，但是Th的裂變截面相對U較小，會增大燃料的裝載和堆芯質量；同時，在美蘇冷戰(zhàn)時期(特別是1962～1972期間)Th的相關核數(shù)據(jù)也偏少，限制了Th基燃料的使用。因此，過去的NTP反應堆的核燃料主要集中于鈾燃料。不過目前國內外基于Th-U循環(huán)研究有不少成果，Th的截面數(shù)據(jù)正逐步得到完善，加工工藝也逐漸成熟，不排除未來作為燃料的應用。

通過對UO2、UC、UC2、UN等燃料的熱物性參數(shù)比較，如表3所示，可以看到，UO2燃料的缺點在于U密度低，優(yōu)點在于熔點高、線性熱膨脹系數(shù)小，而UC、UC2和UN燃料的缺點在于熔點低、線性熱膨脹系數(shù)大，優(yōu)點在于U密度和熱導率均比較大。如果單純采用UC、UC2和UN燃料，將極大限制堆芯運行溫度，從而降低NTP比沖。

表3典型核燃料的熱物性參數(shù)比較[20]

Table3Comparisonofthethermal-physicalparametersoftypicalnuclearfuel[20]

燃料密度/(g·cm-3)U密度/(g·cm-3)熔點/(℃)熱導率/(W·m-1·K-1)高溫線性熱膨脹系數(shù)/(K·106)UO210.979.672827[19]2.611.5UC13.6312.972790[19]2015UC211.6710.72350[19]1716.5UN14.3213.522805[19]2210

2.2 燃料的蒸發(fā)速率

圖2給出了部分燃料與金屬W的蒸發(fā)速率—溫度曲線[17]。通過該圖可以看到，UO2燃料的高溫蒸發(fā)速率最高，給NTP燃料元件設計帶來不利，而(U、Zr)C燃料的蒸發(fā)速率顯著低于其它幾種燃料。

圖2 部分燃料與W的蒸發(fā)率隨溫度的變化[17]Fig.2 Evaporation rate of some fuels and W varies with temperature[17]

燃料的蒸發(fā)過程還將影響燃料內在組分，其原因在于不同核素的蒸發(fā)速率有所不同，以UO2燃料為例：在高溫環(huán)境下，UO2燃料將逐漸發(fā)生分解生成UO2-x和(O)原子，如公式(2)所示；當溫度提高到2300 K時，O/U比下降為1.94[17]。理論上，當UO2燃料冷卻時，該反應將反向進行，但是，如果O擴散出去，將生成自由U原子，在氫氣作用下，還將形成UH3。U金屬和UH3的熔點溫度均很低，特別是UH3在高溫下將發(fā)生劇烈分解，可能導致燃料的解體。同時，運行過程中，如果有核素與其它材料在高溫環(huán)境下會發(fā)生化學反應，還可能進一步影響燃料的熔點。

UO2→UO2-x+x(O)

(2)

2.3 燃料與耐熔金屬的化學相容性

高溫氫氣對核燃料具有一定的腐蝕性，因此在UO2、UC、UN等燃料使用過程中，還需要尋求耐熔合金作為包殼材料。典型難熔金屬的熱物性參數(shù)如表4所示，與燃料相容性的限制溫度如表5所示。限制溫度的原因來自于：1)形成熔融合金；2)組分通過包殼析出；3)形成新的化合物；4)蒸發(fā)的不一致性(Non-congruent Nature of Evaporation)[17]。表4的參數(shù)表明，典型的難熔金屬與UO2、UC、UN等燃料的熔點相當或更高，而石墨的熔點與升華溫度更高，這也就賦予難熔金屬或石墨作為核燃料包殼材料的先天性優(yōu)勢。

表4難熔金屬的熱物性參數(shù)表[20]

Table4Thethermal-physicalparametersoftherefractorymetal[20]

材料密度/(g·cm-3)熔點/K熱導率/(W·m-1·K-1)高溫線性熱膨脹系數(shù)/(K·106)C-graphite[19]2.24489129/W19.336951604.6Mo10.228961405.0～6.0Re20.8345980-Nb8.572750527.1Ta16.43290

表5燃料與難熔金屬相容性的限制溫度(K)表[20]

Table5Limitingtemperature(K)forcompatibilitybetweenfuelandrefractorymetals[20]

材料UO2UCxUNW247317731573Mo247315731573Nb177311731573Ta187311731573V177311731573

遺憾的是，相容性的限制溫度對比表明：除(U、Zr)C外，UC和UN燃料與難熔金屬的限制溫度均比較低。如果進一步考慮堆內功率分布的不均勻性因素，堆芯整體的運行溫度將更低，原因在于 W在高溫環(huán)境下會與UC燃料反應生成W2C，從而降低燃料的運行溫度[17]。因此，可選的技術路線是考慮采用W或Mo作為UO2燃料的包殼材料?？墒?，即便如此，由于相容性的限制，反應堆運行溫度最大限值也將小于2473 K。

2.4 燃料的蠕變

在NTP反應堆設計中，核燃料的高溫蠕變必須始終保持在較低的水平，以盡可能減小堆芯在高溫環(huán)境下的變形。Gontar等的研究表明，在1900 K左右、40 MPa的環(huán)境下，(U、Zr)C固溶體陶瓷燃料的蠕變速率最低，僅為(3.6～8)×10-2%/h，而UO2與UN燃料相當，如圖3所示[21]。圖4的結果進一步展示出(U、Zr)C固溶體陶瓷燃料的優(yōu)勢。

圖3 部分核燃料的蠕變速率[21]Fig.3 The creep rate of some nuclear fuel [21]

2.5 制造工藝

國外(特別是美國與俄羅斯)在UO2、UC、UN、(U、Zr)C等固溶體陶瓷燃料、W基UO2燃料、以及TRISO燃料等燃料研究工作已相當成熟，并建立了原型裝置對這些燃料進行考核。其中UO2、UC、UN、TRISO燃料的生產工藝已相當成熟，并具有完備或部分完備的考核數(shù)據(jù)。對于(U、Zr)C固溶體陶瓷燃料和W基UO2燃料已掌握相關的生產制造工藝，但相關研究與考核仍在進行過程中。

2.6 小結

在(U、Zr)C固溶體陶瓷燃料(即GC燃料)、W基UO2燃料(即CERMET燃料)、以及TRISO燃料這三種燃料中，TRISO燃料的設計在一定程度上與NERVA早期使用的碳基UC燃料類似，不同之處在于TRISO燃料使用了SiC作為燃料顆粒的包殼材料，以防止核燃料的破損。

根據(jù)國外的文獻報道，TRISO燃料在超過1800 ℃時可能出現(xiàn)破損并導致放射性裂變產物的釋放[22]。在高溫氣冷堆設計中，最高運行溫度不超過1800℃[22]。因此TRISO燃料既會受到高溫氫氣的腐蝕，同時包殼材料在高溫環(huán)境的完整性依然難以得到有效保障。事實上，INL也曾提出采用TRISO燃料(多層碳包覆UO2或UC燃料)用于NTP反應堆設計[8]。但是，在SNTP項目中，美國對TRISO燃料進行了高溫氫氣流動考核，在實驗過程中發(fā)現(xiàn)TRISO燃料在高溫氫氣流動環(huán)境下存在大量流失，導致堆芯壽命和功率的降低。這一研究成果直接使PBR堆芯研究停止[8]。

總體而言，基于燃料本身的特性與實際測試結果，目前NTP反應堆的核燃料選擇主要集中于CERMET燃料與GC燃料。

在NTP燃料的研制與改進還需要考慮NTP反應堆核燃料的運行環(huán)境。為盡可能提高NTP比沖輸出，NTP反應堆腔室的氫氣出口溫度通常設計在3000 K左右；考慮到裂變熱的傳導過程，核燃料的運行溫度必須高于3000 K。從表3可以看到，比較有潛力的UO2、UC、W-60v/oUO2等燃料依然不能滿足要求，需要對這些核燃料的內部微觀結構進行處理，以提高燃料的熱穩(wěn)定性和熔點溫度。以下就基于CERMET燃料與GC燃料開展相關討論。

3 CERMET燃料與GC燃料的評價與比較

3.1 初步討論

3.1.1 對于UO2燃料的考慮

UO2燃料裂變釋放的能量主要轉換為裂變產物的動能。由于裂變產物通常是重核(γ和β射線的能量份額很小)，射程在微米量級，因此裂變能在裂變發(fā)生后幾乎瞬時沉積下來，繼而絕大部分通過熱碰撞以熱聲子的形式向外傳播。這也就意味著UO2燃料的中心溫度主要取決于裂變能的釋放速度與熱聲子傳導速率，而裂變能的釋放速度主要取決于堆芯設計功率密度，這使得提高UO2燃料性能的途徑主要在于如何改善熱聲子的傳導過程。

UO2燃料的熱導率很低，如果可以利用高熱導率的材料與UO2燃料均勻混合，并減小UO2燃料顆粒的尺寸，提高UO2燃料與高熱導率材料的接觸面積，將極大改善材料中熱聲子的傳導路徑，進而提高核燃料的整體性能。結合耐熔金屬的熱物性與相容性，ANL與GE原子能公司先后挑選了W與Mo作為UO2燃料的基體材料，制備出了CERMET燃料[23]。

CERMET燃料研制成功后受到了廣泛關注，并在1962年在核推進大會上有了初始的測試結果。1965年，Baker等系統(tǒng)地給出了CERMET燃料的性能參數(shù)與表現(xiàn)[23]。1968年，CERMET燃料制備技術已逐漸成熟，并在2500 K下實現(xiàn)10 h、25次循環(huán)工作[24]。不過，即便如此，CERMET燃料仍有小于1%的燃料損失[25]。

另一方面，UO2燃料的穩(wěn)定性也很重要(2.1.2節(jié)已作闡述)。通過圖4所示UO2燃料晶相變化可以看出，UO2燃料晶相對O/U原子比和運行溫度非常敏感，將極大限制反應堆腔室的容許運行溫度。為提高UO2燃料的穩(wěn)定性， Beals等很早開始采用稀土元素氧化物作為UO2燃料的穩(wěn)定劑，并最終制備出了性能更好的CERMET燃料，即W-60v/oUO2-6v/oGd2O3燃料[27]。該燃料已成為INL和ANL實驗室關于下一代NTP反應堆的重要候選核燃料[27]。

圖4 UO2燃料相圖[26]Fig.4 UO2 fuel phase diagram[26]

3.1.2 對于UCx或(U、Zr)C燃料的考慮

UCx或(U、Zr)C等復合陶瓷燃料的優(yōu)點在于熔點溫度高、熱導率高，但大多數(shù)碳化物，特別是UCx燃料，在高溫氫環(huán)境下容易發(fā)生氧化還原反應生成甲烷，從而導致大量的核燃料損失。為保證核燃料的完整性或減少燃料的損失，碳化物燃料需要選用合適的包殼材料，以阻礙UCx燃料與氫氣的化學反應。遺憾的是，UCx或(U、Zr)C等復合陶瓷與耐熔合金的相容性限制溫度較低，需要挑選其它材料作為它們的包殼材料[20]。

在NERVA項目初期，LANL直接利用石墨作為基體與包殼材料；中期時，為降低燃料的破損，經過評估，挑選了具有高熔點的ZrC作為包殼材料；在項目后期，開發(fā)出了(U、Zr)C固溶體燃料，并依然利用ZrC作為燃料的包殼材料[28]。初步的實驗研究表明，ZrC包覆下的(U、Zr)C固溶體燃料在高溫氫腐蝕環(huán)境下將燃料的損失降低許多，大幅提高了燃料的壽命[29]。

3.2 熱物性參數(shù)的比較

3.2.1 密度計算公式

GC燃料的密度主要是參考美國SPACE-R熱離子堆項目組公開文獻資料結果，計算公式如式(3)所示[30]：

ρCM=(ρW·Vw+ρf·Vf+ρGd·VGd)/V

(3)

式中：ρCM、ρW、ρf、ρGd分別為CERMET燃料、W、UO2、Gd2O3的理論密度，Vw、Vf、VGd、V分別為W、UO2、Gd2O3以及CERMET燃料的體積。計算得到的結果如表6所示[30]。

表6GC燃料與CERMET燃料非核考核參數(shù)表

Table6Non-nuclearassessmentparametertableforGCfuelandCERMETfuel

燃料U0.05Zr0.95CW-60v/oUO2-6v/oGd2O3密度/(g·cm-3)7.013.9?U密度/(g·cm-3)0.71.95?熔點/K3673?3075測試運行最高溫度/K29003273熱導率/(W·m-1·K-1)30.5(2600 K)20.7(3000 K)高溫線性熱膨脹系數(shù)/(K·106)7.22.56彈性模量/GPa30.5205.8(1800 K)

3.2.2 熔點與測試運行最高溫度

GC燃料的熔點溫度數(shù)據(jù)綜合參考了美國SPACE-R熱離子堆項目組公開文獻資料結果以及俄羅斯LUCH小組的相關資料[20]。GC燃料的測試運行最高溫度數(shù)據(jù)參考自NERVA項目后期由Taub在1975年給出、并在2015年 Stanley的報告中得到證實的結果[13,31]。Stanley的報告指出，在NERVA項目后期，GC燃料滿功率運行2～6 h使氫氣出口最高溫度達到2800 K，且能夠保持燃料的完整性[13]。

CERMET燃料的熔點溫度數(shù)據(jù)來自Massalski[32]和Lundburg的研究結果[17]。CERMET的測試運行最高溫度是由Anghaie等根據(jù)GE710的測試數(shù)據(jù)結果給出的[33]，但是該文獻也指出最有潛力的核燃料依然是碳基固溶體燃料。典型的GC燃料與CERMET燃料的部分參數(shù)見表6。

3.2.3 熱導率

理論上，GC燃料與CERMET燃料的熱導率可以利用第一性原理計算得到，但是這樣計算得到的熱導率偏差較大。另外，考慮到燃料以顆粒形式均勻分布在基體材料中，根據(jù)Bruggeman公式與Stewart的分析，燃料的熱導率滿足式(4)[34]：

keff=kp+(1-Vp/100)(km-kp)(keff/km)1/3

(4)

式中：keff、kp、km分別為GC或CERMET燃料有效熱導率、燃料顆粒和基體材料的熱導率，Vp為顆粒在燃料體系的體積份額。

3.2.4 高溫線性熱膨脹系數(shù)

GC燃料的高溫線性熱膨脹系數(shù)取自于美國SPACE-R熱離子堆項目組公開文獻資料結果以及俄羅斯LUCH小組的相關資料[20]。CERMET燃料的高溫線性膨脹系數(shù)根據(jù)式(5)計算得到[34]：

αeff=αp·Vp+αm·Vm

(5)

式中：αeff、αp、αm分別為CERMET燃料有效線性熱膨脹系數(shù)、燃料顆粒和基體材料的線性熱膨脹系數(shù)，Vm為顆粒在燃料體系的體積份額。

3.2.5 彈性模量

1973年Lyon在NERVA項目中對GC燃料的考核數(shù)據(jù)[35]以及Marlowe等對CERMET燃料的熱循環(huán)考核結果[36]如圖5所示。美國SPACE-R熱離子堆項目組給出的GC燃料的彈性模量略大于Lyon的計算結果，為35 GPa[20]。但是，由于NERVA項目采用GC燃料實際建成并運行了NF-1反應堆，Lyon的數(shù)據(jù)可能更具有價值。因此，在表6中依然取Lyon的數(shù)據(jù)結果。

圖5 六個CERMET樣品在多次熱循環(huán)考核結果[37]Fig.5 The results of six CERMET samples in multiple thermal cycles test[37]

從表6可以看到，GC燃料與CERMET燃料的非核考核數(shù)據(jù)各有優(yōu)劣。其中，GC燃料在熔點和熱導率方面占優(yōu)，CERMET燃料則在U密度、熱膨脹系數(shù)以及彈性模量方面優(yōu)勢明顯，同時在測試運行最高溫度方面也略大于GC燃料。

3.3 氫腐蝕與考核情況的比較

目前，由于GC燃料和ZrC包殼材料的熔點溫度足夠高，因此對GC燃料最主要的擔憂主要在于以下三個方面[29]：①燃料與ZrC包殼的CTE(Coefficient Of Thermal Expansion)不匹配問題；②氫氣流動環(huán)境下，燃料與包殼的腐蝕、蠕變、裂痕導致的燃料損失，這是長期困擾NERVA項目進程最核心的問題；③中子積分參數(shù)引入的臨界安全問題，未來將進行細致討論。

CERMET燃料在多個參數(shù)方面優(yōu)勢明顯，但目前對其也存在如下幾方面的擔憂[36]：①包殼與燃料的CTE不匹配；②包殼的腐蝕問題；③燃料的熔點與理想運行溫度的問題；④帶核考核數(shù)據(jù)不足問題。為完善CERMET帶核考核數(shù)據(jù)，MSFC專門研制了NESS(Nuclear Engine System Simulation)用于高溫氫氣環(huán)境的腐蝕性研究[40]。

在本節(jié)主要對CTE不匹配問題和氫腐蝕問題進行說明、分析、比較。

3.3.1 CTE不匹配問題

總匯GC燃料與CERMET燃料中各部件的脆性轉變溫度如表7所示。其中，根據(jù)INL的相關報告，CERMET燃料(W-60v/oUO2-6v/oGd2O3)的理想包殼材料是W或者W-25Re[37,39]。同時,由于W-60v/oUO2-6v/oGd2O3的數(shù)據(jù)偏少，因此只能夠以預估的方式考慮。根據(jù)表7中W-UO2的結果，W-60v/oUO2-6v/oGd2O3的脆性轉變溫度有可能大于1100 K。

表7關鍵材料的脆性轉變溫度[41]

Table7Brittletransitiontemperatureofkeymaterials[41]

材料脆性轉變溫度/K評價標準材料形式/制造工藝ZrC1400～1500可塑性特征單晶/多晶W-25Re3505%的延展電弧熔化、擠壓和鍛造W5305%的延展電弧熔化、擠壓和鍛造W-10UO25305%的延展燒結軋制W-20UO25605%的延展軋制W-30UO2>10005%的延展軋制UO21100可塑性特征多晶

CTE不匹配問題的根源在于燃料與包殼材料的熱膨脹系數(shù)大小不等，導致燃料與包殼間存在較大應力，使包殼發(fā)生退化形變，甚至出現(xiàn)破損[41]。

對于GC燃料而言，從500 K到1500 K間，ZrC與GC燃料處于相對收縮狀態(tài)，并由于GC燃料的作用使得ZrC處于拉伸狀態(tài)。從表7的結果可以看到，這一溫度區(qū)間并未超過1500 K，因此在巨大的熱應力作用下，很容易使ZrC產生裂紋，從而導致燃料受氫氣沖擊下產生損失。當ZrC溫度超過1500 K時，研究表明ZrC此時具有很好的延展性，這就保證燃料的完整性。NF-1對GC燃料考核的分析圖(圖6)證實了這一觀點。

圖6 GC燃料損失測量數(shù)據(jù)圖[35]Fig.6 GC fuel loss measurement data[35]

圖7給出了W-25Re以及CERMET燃料的熱膨脹率隨溫度的變化，可以看到W-25Re和W-60v/oUO2-6v/oGd2O3存在相似的行為特征，在350 K以上時，W的延展性較好，能夠補償部分W-60v/oUO2-6v/oGd2O3帶來的應力作用。但是500 K到1500 K間，W-25Re和W-60v/oUO2-6v/oGd2O3的CTE不匹配問題更大。在更高溫度區(qū)間，由于缺乏相應的數(shù)據(jù)，不能進行細致的討論。

圖7 W-25Re與CERMET燃料熱膨脹隨溫度的變化[35]Fig.7 Changes of the thermal expansion of W-25Re and some CERMET fuel with the difference of temperature[35]

另外，在冷卻過程中，W-25Re應表現(xiàn)為類似ZrC的行為，但Steward指出二者行為是相反的過程，即在冷卻過程中W-25Re發(fā)生曲率擴張而出現(xiàn)氣泡的現(xiàn)象[35]，該結果還需要進一步論證。

3.3.2 氫氣腐蝕問題

氫氣腐蝕問題長期困擾NTP反應堆的設計，并直接關系NTP反應堆設計方案的可行性。

針對GC燃料，Pelaccio等在1993年利用NERVA項目的公開文獻對碳化物燃料的腐蝕性問題進行了全面分析與論述，并認為氫的腐蝕性問題是多物理耦合作用的結果，其主要的物理過程包括[42]：①在高溫環(huán)境下，氫氣幾乎會與所有的碳化物反應生成甲烷或其它碳氫化合物；②強放射性輻照；③不均勻裂變熱沉積與熱應力分布；④高溫蠕變。在NERVA項目后期，LANL嘗試采用ZrC包殼，大幅降低了碳化物燃料的氫氣腐蝕消耗[4]?？梢姡跓嵫h(huán)過程中，ZrC包殼是否能夠保證完整是GC燃料最為關心的因素。

在高溫環(huán)境下，氫氣與ZrC的反應主要通過兩個途徑進行，分別是：①氫滲透進入ZrC晶體進而發(fā)生反應；②ZrC表面汽化蒸發(fā)，進而與氫氣發(fā)生反應。通過圖2可以看到，隨著溫度的提高，材料的蒸發(fā)速率更高。表8給出了2800 K下W、ZrC、GC燃料的蒸發(fā)速率。

通過表8可以看到，ZrC的表面蒸發(fā)速率與高于W。但是，利用ZrC的相圖(圖8)可以看到，短時間(幾小時以內)內ZrC的表面汽化蒸發(fā)并不會對ZrC的完整性構成大的影響。

表82800K環(huán)境溫度下部分材料的表面汽化蒸發(fā)速率[43]

Table8Somematerials’surfaceevaporationrateat2800Kambienttemperature[43]

材料熔點溫度/K蒸發(fā)速率/mil·hr-1W3680<0.1Re34530.1C391510ZrC3805>10TaC41500.1UO230786000UC2272310GC30502

圖8 ZrC相圖[44]Fig.8 ZrC phase diagram[44]

為了進一步分析并理解高溫氫腐蝕問題，Wallance等在1993年建立了數(shù)值模型，從理論上闡述了碳化物包殼能夠有效阻礙氫的腐蝕的內在機理，這一結果也對ZrC的抗氫氣流動腐蝕價值形成了理論支撐[13]。1993年，Butt等在對碳化物燃料的腐蝕性問題論述中，指出NERVA的帶核實驗表明了，在堆芯運行溫度為2500 K時，ZrC包殼的使用大幅降低了燃料的損失，但出現(xiàn)了部分裂紋(裂紋產生原因來自于襯底與包殼的CTE不匹配問題)[45]。2009年，在DOE支持下， Charmeau等對TaC、ZrC、以及GC燃料進行了2 h的高溫氫流動腐蝕實驗，其中TaC、ZrC的環(huán)境溫度為2770 K，GC燃料為2900 K，實驗結果表明[46]：氫腐蝕前后，BSE掃描圖像顯示ZrC的成分未變，未發(fā)生任何碳損失，而EMPA也表明ZrC的密度未發(fā)生改變，XRD也確認ZrC微觀結構保持不變。因此，實驗結果充分證實了ZrC具有良好的抗氫氣流動腐蝕性能。

上述結果表明，ZrC的研究重點主要在于如何降低襯底與ZrC的CTE不匹配問題，避免或減少在NTP冷卻時或者NTP反應堆上端中低溫區(qū)ZrC包殼出現(xiàn)裂紋(進而會導致燃料的損失)。為此，在2015年，GC燃料通過了在2700 K環(huán)境下的高溫氫流動腐蝕實驗考核，在長達10小時內(等效于單次1 h、總共10次的循環(huán))，GC燃料在ZrC作用下未發(fā)生損失[47]。另外，為進一步防止氫腐蝕，LANL與ORNL重新對GC燃料結構進行了如圖9所示的設計，被認為大幅減小了襯底與ZrC的CTE不匹配因素[47]。

圖9 新型GC燃料結構模型[47]Fig.9 A new GC fuel structure model[47]

Hickman等在2013年通過對過去CERMET燃料考核結果的匯總發(fā)現(xiàn)，導致燃料損失的原因主要在于兩大類，分別是[48]：①包殼與燃料的CTE不匹配；②氫的腐蝕與材料性能退化，這又涉及燃料表面汽化蒸發(fā)與燃料顆粒的內在關聯(lián)、燃料顆粒與W基體熱致分解導致裂變產物的擴散、微空隙或微裂痕的擴散演化、雜質引起的高蒸氣壓等物理過程。針對這些因素，建議采取的措施包括減小燃料顆粒的尺寸，并利用W包覆UO2燃料顆粒、用純W作為CERMET燃料的包殼、添加CERMET燃料和包殼的穩(wěn)定劑[43]。這些措施可以大幅減小燃料受氫腐蝕而損失的概率。

對CERMET燃料而言，鎢與氫具有很好的相容性，在一定程度上保護了燃料的完整性，但是CERMET燃料能否耐受高溫H2的流動腐蝕，仍需要通過熱循環(huán)考核予以證實。

1965年前后，Webb[46]和Gedwill[47]等先后測試了CERMET燃料在有無W包殼條件下溫度、熱循環(huán)次數(shù)對燃料損失影響，測試結果表明，采用W包殼后，CERMET燃料的損失由37%降低至3%。Hickman等在2005年的研究成果表明，UO2顆粒在W集體中分布的均勻堆非常關鍵，需要避免UO2顆粒團簇形成熱斑或空穴[48]。2011年美國正式啟動NCPS(核低溫推進項目)后，INL重新開展了對CERMET燃料的研制[49]，并在2013年利用NESS對W包殼下的CERMET燃料以及W包殼進行了高溫氫流動腐蝕實驗，結果如圖10所示，在2315 K的環(huán)境下，W略有損壞[49]。不過在2013年，Stewart等引述ANL在1968年關于核火箭項目最終報告的內容，指出W-25Re包殼下的CERMET燃料能夠承受2900 K的溫度下70次循環(huán)(總計18 h)，并保證完整性[43]。同時，O’Brien在2013年通過實驗指出，CERMET比GC燃料可以經受更長時間的高溫考核[49]。但是，根據(jù)2014年Hickman等如圖11所示的測試結果，在2400 ℃下CERMET燃料已經開始損壞，在2500 ℃下循環(huán)測試10 min，燃料樣品在冷卻時直接退化為粉末[48]。在2015年的報告中，添加了Gd2O3穩(wěn)定劑的CERMET燃料測試的最高溫度依然是在2800～3000 K左右(表9)，未能突破3000 K的溫度[43]。

圖10 W在氫腐蝕前(左圖)、后(右圖)的對照圖[49]Fig.10 W contrast map before hydrogen corrosion (left) and rear (right picture)[49]

圖11 2400 ℃(中)與2500 ℃(右)下CERMET燃料測試數(shù)據(jù)結果[43]Fig.11 Results of CERMET fuel test data at 2400 C (middle) and 2500 C (below) [43]

序號1234567891011121314僅UO2√√W-UO2√√√√√√√√√√√√部分包殼√√全包殼√√√√√包覆燃料顆?！獭烫砑臃€(wěn)定劑√√√√√√√√溫度/K22732573F2623FSS2773FMMMMMMMSSS2873FMS2923M2973S3073M測試樣品數(shù)目/4346192/25302062///狀態(tài)類型F:代表燃料不穩(wěn)定,如退火后粉碎。M:代表溫度,但質量損失超5%S:代表穩(wěn)定,但質量損失小于5%

上述對CERMET燃料與GC燃料性能優(yōu)劣的比較依然難以給出一個較好的答案，需要進一步分析。同時，CERMET燃料的測試數(shù)據(jù)也具有很大的不一致性，其原因可能是制備工藝、材料成分等多種因素。從上述文獻的數(shù)據(jù)分析，CERMET燃料的使用依然存在一定的疑慮。美國NCPS項目組優(yōu)先選用GC燃料，應是在綜合考慮的因素而非直接得益于NERVA項目成功開展的結果。

3.3.3 美國的選擇與小結

目前，這兩種燃料均得到了部分實驗支持。不過在2014年，為滿足未來載人登火的需要， NASA先進引擎項目組(Advanced Engine System Program，AES)經過對石墨基固溶體陶瓷燃料(GC fuel)與CERMET燃料的相關技術進行充分評估與對比，認為GC燃料的技術成熟度更高，更能夠提高NTP反應堆的可靠度，所以優(yōu)先選用GC燃料作為NTP反應堆的核燃料，并認為CERMET燃料的數(shù)據(jù)不足，需要進一步研究測試[29]。

由于相關的評估報告與內容完全處于保密狀態(tài)，因此，在進行我國的NTP相關研究過程中，仍然需要對核燃料相關技術進行充分比較，避免走彎路。結合國外的研究，對GC燃料和CERMET燃料比較的內容主要是熱物性參數(shù)的比較、輻照與氫腐蝕參數(shù)的比較。其中，熱物性參數(shù)主要包括密度、熔點溫度、熱導率、燃料與包殼的熱膨脹系數(shù)的不相容。輻照與氫腐蝕參數(shù)主要是輻照腫脹與高溫氫氣的腐蝕特性或表現(xiàn)。

4 結束語

綜上所述，CERMET燃料與GC燃料各有優(yōu)缺點。其中，GC燃料的數(shù)據(jù)更全面，并得到了NASA的支持(作為當前核熱推進研究計劃的首選核燃料)。而從反應堆設計的角度看，CERMET燃料的優(yōu)勢也相當大。不過根據(jù)最新的文獻報道，CERMET燃料在高溫環(huán)境測試下有眾多成功案例，但幾乎所有實驗環(huán)境溫度均未超過3000 K，不足以支持CERMET燃料能夠使氫氣出口溫度提高到3000 K以上并保證燃料的完整性。

另一方面，蘇聯(lián)在設計NTP反應堆時，采用U-Zr-Nb-C固溶體燃料，并由H2直接流過固溶體燃料表面，并將裂變能傳遞導出。但第一性原理的研究表明，碳化物在高溫環(huán)境下必然與氫發(fā)生反應生成碳氫化合物。因此，直接裸露燃料的組件設計模式是不合適的(盡管蘇聯(lián)報道他們的設計能夠保證氫氣出口溫度達到或超過3000 K)。

結合蘇聯(lián)固溶體燃料研究結論以及基于NERVA后期設計的GC燃料考核數(shù)據(jù)，GC燃料本身具有耐高溫(超過3000 K)的能力，同時主要依賴于包殼材料減少燃料因氫氣腐蝕導致的損壞。GC燃料的損失主要來自于ZrC的破損(CTE不匹配所致)。通過調整工藝等措施，在2015年，在2700 K的高溫氫流動腐蝕實驗考核下，在長達10 h內(等效于10次1 h的循環(huán))，GC燃料在ZrC作用下未發(fā)生損失[50]。另外，為進一步防止氫腐蝕，LANL與ORNL重新對GC燃料結構進行了設計，如圖8所示。該設計被認為大幅減小了襯底與ZrC的CTE不匹配因素，從而切實提高GC燃料的表現(xiàn)[47]。

總之，如果需要滿足出口溫度在3000 K以上，挑選GC燃料是保守并合理的。但是，如果允許出口溫度降低(如不超過2800 K左右)，考慮CERMET燃料在熱物性參數(shù)上的優(yōu)勢以及給反應堆設計帶來的簡便，采用CERMET燃料的NTP設計明顯更有優(yōu)勢。