中國散裂中子源二期靶站關鍵部件輻照損傷模擬計算*

曹嵩 殷雯3) 周斌 胡志良 沈飛 易天成 王松林? 梁天驕3)?

1) (中國科學院高能物理研究所,北京 100049)

2) (中國科學院大學核科學與技術學院,北京 100049)

3) (粵港澳中子散射科學技術聯合實驗室,東莞 523800)

中國散裂中子源一期工程于2018 年通過國家驗收,當前束流功率已經達到140 kW.為進一步提高靶站慢化器輸出中子強度,已經提出中國散裂中子源二期500 kW 功率升級計劃.靶站關鍵部件長期受到高通量、高能量的粒子輻照,會產生較強的輻照損傷,影響著這些部件的使用壽命.本文首先使用PHITS3.33 程序計算了鎢、SS316 不銹鋼、6061 鋁合金3 種材料的質子和中子原子離位截面以及氫、氦的產生截面,并分析了NRT (Norgett-Robinson-Torrens)模型和熱平衡前原子復位修正(athermal recombination corrected,ARC)模型對材料離位損傷的影響.在此基礎上結合中國散裂中子源二期靶站基線模型計算了靶站關鍵部件在500 kW的束流功率下運行5000 h 產生的原子離位次數(displacement per atom,DPA)以及氫、氦的產額.計算結果表明,鎢靶受輻照后產生的NRT-dpa,ARC-dpa,H 和He 產額最大值分別為8.01 dpa/y (1 y=2500 MW·h),2.39 dpa/y,5110 appm/y (atom parts per million,appm,每百萬原子中產生該原子的個數)和884 appm/y.同樣也計算了靶容器、慢化器反射體容器和質子束窗的輻照損傷值,根據這些部件的輻照損傷值預估了各自的使用壽命.這些結果對分析中國散裂中子源二期靶站關鍵部件的輻照損傷情況,構建合理的維護方案有著十分重要的意義.

1 引言

中國散裂中子源[1](China Spallation Neutron Source,CSNS)是一個多學科研究裝置,為中子散射及其他相關研究提供實驗平臺.靶站作為CSNS 的主要組成部分,其核心物理功能由1 個鉭包鎢靶、3 個慢化器和鈹-鐵反射體構成的靶-慢化器-反射體(target-moderator-reflector,TMR)系統實現,其結構如圖1 所示.散裂中子源運行時,加速器提供1.6 GeV 的質子與靶發生散裂反應產生大量中子,再經由慢化器慢化后成為可供中子散射實驗用的熱中子和冷中子.目前,CSNS 二期工程即將進入建設階段,屆時入射質子束功率將提升至500 kW.功率的提升會使得靶站關鍵部件的輻照損傷[2,3]更加嚴重.

圖1 CSNS 靶站的TMR 結構示意圖Fig.1.Structural diagram of TMR of CSNS target station.

20 世紀60 年代,Simon等[4]就計算了Si 在質子輻照下由庫侖散射引起的離位損傷.隨著對輻照損傷模型研究的深入,Norgett等[5]提出了NRT模型,該模型在后續的輻照損傷研究中被廣泛應用.Broeders等[6,7]基于NRT (Norgett-Robinson-Torrens)模型計算了能量在1 GeV 之內的質子和中子的鉭和鎢的離位損傷截面.在之后的研究中,Konobeyev等[8,9]將質子能量范圍擴大到100 GeV,并且比較了NRT 模型和二元碰撞近似-分子動力學(BCA-MD)方法計算的截面,結果表明,NRT模型計算的截面數據在高能段與BCA-MD 和實驗測量的結果有較大的差別.2015 年,Nordlund等[10]在NRT 模型的基礎上提出了熱平衡前原子復位修正(athermal recombination corrected,ARC)模型,隨后Konobeyev等[11,12]研究了Fe,Cu,Al,W等常用核材料基于ARC 模型的質子和中子離位損傷截面,結果表明ARC 模型的結果與實驗測量的截面數據吻合得更好.對于高能粒子的輻照,除需要考慮離位損傷外,還需要考慮由入射粒子與材料發生核反應產生H,He 等氣體造成材料的腫脹和脆化[13].

2001 年,Banrnett等[14]使用MCNPX 計算了SNS 靶容器的輻照損傷.2003 年,Lu等[15]計算了SINQ 鋁窗的原子離位次數(displacement per atom,DPA)以及H,He 氣體產額.2010 年,Meigo等[16]使用PHITS 計算了JSNS 質子束窗的DPA和He 產額,并以此為基礎預測了質子束窗的使用壽命.這些計算均是基于NRT 模型進行,目前缺乏基于ARC 模型對散裂中子源關鍵部件輻照損傷的研究.本文將分別基于NRT 模型和ARC 模型,使用TENDL2019[17]評價核數據庫和PHITS3.33[18]程序計算了CSNS 靶站中W,SS316 不銹鋼和6061鋁合金3 種材料的質子和中子的離位損傷截面以及它們的H,He 產生截面,并且結合CSNS 二期的靶站基線模型,計算了靶體、靶容器、慢化器反射體容器的DPA 分布和H,He 產額,根據計算結果對靶站關鍵部件的壽命進行了分析和評估.這些計算與分析對CSNS 二期功率升級后的運行和維護有重要的意義.

2 輻照損傷計算方法

輻照損傷是由于入射粒子與材料的晶格原子發生一系列的相互作用,引起材料內部在原子尺度上產生大量的缺陷的過程.具體過程為: 輻照粒子與被輻照材料原子發生散射使得該原子獲得反沖能,反沖能高于離位閾能時該原子會離開晶格位置成為初級離位原子(primary knock-on atom,PKA),PKA 會繼續與其他晶格原子相互作用,形成一系列級聯碰撞,導致材料產生晶格錯位或缺陷.當入射粒子能量較高時,還會與材料發生嬗變反應產生H,He 等氣體造成材料的腫脹和脆化.以下是離位損傷截面、H 和He 產生截面、DPA 以及氣體產額的計算方法.

2.1 級聯損傷模型

當入射粒子能量較高時,其散射產生的PKA具有相當大的能量,它會作為入射粒子繼續與晶格上的其他原子發生散射,從而產生新的缺陷,這一過程會持續發生直至被散射原子的反沖能低于離位閾能.級聯損傷過程是十分復雜,因此需要合理的模型去描述這一過程.如前所述,目前常用的兩個模型為NRT 模型和ARC 模型.NRT 模型的損傷函數為

式中v表示損傷數,Ed是離位閾能,Td為損傷能量.從(1)式可以看出,損傷函數與損傷能量整體上呈線性關系.

ARC 模型的損傷函數為

其中ξarc是損傷能量Td的函數,barc和carc是與材料相關的參數.它們的數值由分子動力學模擬來確定.除了W 外,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金均由多種元素組成,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金的元素組成見表1.表2 列出了W,SS316,Al-6061 三種材料部分元素的相關參數.表2 中Fe,Ni 使用Nordlund等[10]的參數值,Mg,Al,Cr,Mn 使用Konobeyev等[19]計算得到的參數值,W 使用Yin等[20]基于實驗結果計算的參數值.

表1 SS316 不銹鋼、6061 鋁合金的核素組成Table 1. Nuclide composition of SS316 stainless steel and 6061 aluminum alloy.

表2 部分元素的Ed,barc,carc 參數值Table 2. The Ed,barc,carc values of some elements.

2.2 離位損傷截面計算

離位損傷截面的計算公式為

其中E為入射粒子的能量,dσ(E,Ti)/dTi是第i種核素的能量微分截面,是第i種核素的最大能量,Ed為被輻照材料的離位閾能,v(Ti) 為PKA產生的缺陷數.對于鋁合金和不銹鋼這類多原子材料,則先計算各材料組分的離位損傷截面,再根據表1 中的各組分的原子數百分比進行加權計算.需要注意的是,該方法未考慮多原子材料結構對離位閾能的影響,僅適用于材料內各原子離位閾能差別較小的情況下,對于材料內各原子離位閾能差別較大的情況,需要通過分子動力學模擬的方法計算材料內各原子的離位閾能.SS316 不銹鋼主要核素為Fe,Cr,Ni,這3 種元素的離位閾能均為40 eV左右,6061 鋁合金主要的核素為鋁,其離位閾能為27 eV,對于這兩種材料,該方法是可行的.

質子離位損傷截面有彈性散射和非彈性散射兩部分的貢獻.彈性散射是庫侖散射和核散射兩部分共同作用的結果.在計算庫侖散射對離位損傷的貢獻時,需要考慮核外電子庫侖屏蔽的影響.本文中,當質子能量Ep＜100 MeV 時,使用Linhard-Nielsen-Scharff (LNS)公式[21]計算庫侖散射對離位損傷截面的貢獻,其形式為

式中aij是屏蔽長度,核外電子的屏蔽效應會隨入射粒子與原子核之間距離的減小而衰減,屏蔽長度的物理意義是庫侖屏蔽勢的特征衰減長度;E是入射質子的能量;T為反沖核的能量;f(t1/2)是屏蔽函數;t是無量綱量.這些參數的具體形式由下式給出:

其中a0為玻爾半徑,zi和zj分別表示入射粒子和反沖核的原子序數.

式中常數使用Thomas-Fermi 版本[21]的值,其中λ=1.309,m=1/3,q=2/3 .

其中Mi,Mj分別為入射粒子和靶原子的原子序數.

當質子能量Ep＞100 MeV 時,使用相對論公式[22,23]計算彈性散射的貢獻:

隨著質子能量的提高,非彈性散射的貢獻逐漸增大.本文使用PHITS 計算非彈性散射的能量微分截面.PHITS 是由日本RIST,JAEA 和KEK等機構共同開發的粒子輸運程序.程序內包含多種核反應模型,本文使用INCL4.6[24]模型處理核子(質子和中子)、介子、氘、氚等粒子的輸運,使用JQMD[25]模型處理重離子的輸運,結合廣義蒸發模型[26](GEM)計算非彈性散射的貢獻.W 基于NRT 模型的質子離位損傷截面中彈性散射與非彈性散射兩部分的貢獻與質子能量的關系如圖2 所示.從圖2 可以看出,質子能量Ep＜10 MeV 時,彈性散射的貢獻占主導地位,隨著質子能量的提高,彈性散射的貢獻逐漸減小,在Ep＞50 MeV 時,非彈性散射的貢獻高于彈性散射的貢獻.

圖2 彈性散射和非彈性散射對W 的質子離位損傷截面的貢獻Fig.2.Contribution of elastic scattering and inelastic scattering to the proton displacement cross section of W.

中子離位損傷截面的計算分為兩個能量區間進行,當中子能量En＜20 MeV 時,使用TENDL2019評價核數據庫反應類型編號MT=444 提供的損傷能量截面,并結合(10)式可得到對應材料的離位損傷截面:

式中σdamage表示該材料的損傷能量截面.對于能量高于20 MeV 的部分,同樣使用PHITS 計算材料的中子離位損傷截面.W,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金分別基于NRT 模型和ARC 模型計算得到的質子和中子離位損傷截面如圖3 所示.從圖3 可以看出,基于NRT 模型計算的截面整體要高于基于ARC 模型計算得到的結果,并且隨著入射粒子能量的增大,兩者的差距也逐漸增大并趨于穩定.這是由于NRT 模型是通過兩體碰撞近似模擬結果歸納出來的,因此離位原子在達到熱力學平衡前再復位的現象未考慮在內,這導致其結果偏高,ARC模型是基于分子動力學模擬的結果提出的模型,其結果更接近于真實的物理情況.圖3(a)中包含了W 的離位損傷截面實驗測量數據,其中質子能量小于20 MeV 部分的數據來源于Jung[27]的研究工作,質子能量為389 MeV 的數據來源于Iwamoto等[28,29]的實驗,Greene等[30]的研究則提供了質子能量為1.1 GeV 和1.94 GeV 的數據.圖3(a)中實驗數據與計算數據的對比可以看出,相較于NRT模型的計算結果,ARC 模型的計算結果與實驗數據符合得更好.

圖3 W,SS316,Al-6061 的離位損傷截面(a) p+W;(b) n+W;(c) p+SS316;(d) n+SS316;(e) p+Al-6061;(f) n+Al-6061Fig.3.Displacement cross section of W,SS316,Al-6061: (a) p+W;(b) n+W;(c) p+SS316;(d) n+SS316;(e) p+Al-6061;(f) n+Al-6061.

2.3 H,He 產生截面計算

H,He 產生截面計算同樣使用TENDL2019數據庫和PHITS 程序.當中子能量En＜20 MeV時,使用數據庫中1H (MT=203),2H (MT=204),3H (MT=205),3He (MT=206),4He (MT=207)的數據可得到對應材料的H,He 產生截面.對于質子的H,He 產生截面和高于20 MeV 部分中子的H,He 產生截面使用PHITS 程序進行計算.W,SS316不銹鋼和6061 鋁合金這3 種材料的截面計算結果如圖4 所示.從圖4 可以看出,當入射粒子能量低于10 MeV 時,這3 種材料的H,He 產生截面都較小,隨后在E ＞10 MeV 能區內,H,He 產生截面逐漸增大,這也表明氣體產額主要源自高能質子和高能中子的作用.另外從中子截面和質子截面對比可以看出,在大部分能量下,質子輻照下的H,He產生截面大于中子輻照下的截面值.與DPA 不同,H,He 產額是可以進行實驗測量.Dai等[31]在進行SINQ 輻照實驗時就測量了570 MeV 質子輻照下鋁安全殼的氣體產額,結果表明,在能量為570 MeV,注量率為3.2×1021cm-2條件下,測量得到的He 產額為1125 appm (atom parts per million,每百萬原子中產生該原子的個數).相同的輻照條件下根據圖4 中6061 鋁合金的He 產生截面計算得到的氣體產額為1088 appm.

2.4 DPA 和H,He 產額計算

材料在粒子輻照下產生的DPA 計算方法由下式給出:

式中σdis是材料的離位損傷截面,?(E) 表示入射粒子的通量,t為輻照時間.

H,He 氣體產額的計算方法與DPA 計算類似:

式中,G表示氣體產額,σgas表示H,He 氣體產生截面.

總體來說,DPA 與H,He 產額的計算均是由粒子能譜和截面卷積來實現的.一般情況下,計算粒子能譜會使用mesh tally 方法將所計算區域劃分為數個網格,得到網格內的質子和中子能譜,結合對應的截面即可得到該計算區域內DPA 與H,He 產額的空間分布.材料總的輻照損傷是由質子和中子共同輻照造成的,因此只需將兩部分結果相加即可得到總的輻照損傷.

3 計算模型和參數

CSNS 二期靶站的靶體采用鉭包鎢靶,受質子輻照的橫截面為20 cm×7 cm,靶體厚度約為60 cm,靶容器的材料為SS316 不銹鋼.所使用的3 個慢化器分別為退耦合窄化液氫慢化器(DPHM)、耦合液氫慢化器(CHM)和退耦合水慢化器(DWM),慢化器容器的材料均使用6061 鋁合金.慢化器外圍為半徑為27 cm 的鈹反射體,鈹反射體外圍還有半徑為57.5 cm 的鐵反射體,反射體容器材料也是6061 鋁合金.質子束窗位于質子孔道距離靶前窗200 cm 位置,它由兩層6061 鋁合金和中間的冷卻水組成.本文所用的靶站模型如圖5 所示.結合散裂中子源的經驗,靶站輻照損傷嚴重的部件為靶體、靶容器、慢化器反射體容器和質子束窗.另外,計算過程中需要選擇合適的計算區域來提高計算效率,靶體前端受輻照損傷嚴重,因此計算區域選擇靶體前半部分以方便分析靶體輻照損傷的空間分布.靶容器的計算區域選擇位于靶體前端的靶窗.慢化器反射體容器則、選擇靠近靶體的位置高通量空間作為計算區域.計算所使用的質子束流功率為500 kW,輻照時間為5000 h,質子束斑形狀如圖6 所示.整體上質子束斑呈平面矩形分布,相較于高斯分布,平面源在相同功率下靶體中心位置入射質子通量低.

圖5 靶站幾何模型(a) TMR 系統y-z 軸截面圖,其中+y 為質子入射方向;(b)質子束窗Fig.5.Geometric model of target station: (a) Plane diagram of the y-z axis of the TMR system,where+y is the proton incident direction;(b) proton beam window.

圖6 靶站入射質子束斑形狀Fig.6.Shape of the incident proton beam at the target station.

基于圖5 給出的TMR 系統幾何模型和圖6給出的質子強度的空間分布,可以計算得到靶體、靶容器、慢化體反射體容器和質子束窗的質子和中子通量,其結果如圖7 所示.圖中靶體的計算區域為第2 片靶,靶容器的計算區域為靶前窗位置,慢化器反射體容器的計算區域為CHM 容器靠近靶體的位置,質子束窗則是第1 片鋁合金的位置.從圖7 可以看出,除了在1.6 GeV 能段周圍,靶和靶容器的中子通量均大于質子通量.另外,靶和靶容器的中子主要集中在0.1—10 MeV 能段內,占總中子通量的80%.慢化器反射體容器位置的質子通量遠小于中子通量,相較于靶和靶容器,慢化器反射體容器的中子在低能區的占比更大,1 MeV 以上的中子通量要遠低于靶和靶容器,質子束窗的輻照粒子主要為質子,中子的占比很小.結合第2 節計算得到的截面數據即可得到相關部件的輻照損傷值.

圖7 靶、靶容器和慢化器反射體容器的質子和中子通量Fig.7.Proton and neutron fluxes of targets,target containers,and moderator reflector containers.

4 計算結果與分析

4.1 靶站關鍵部件輻照損傷計算結果

4.1.1 靶體

靶體會發生大量的散裂反應,從圖7 可以看出靶體內質子和中子的通量都較大且集中在中高能區域.從圖3(a),(b)可以看出,該能區質子和中子的離位損傷截面也較大.因此靶體內由高能質子和中子輻照貢獻的DPA 也較大.圖8 展示了x-y平面上靶體ARC-dpa 的空間分布,圖中使用0.5 cm×0.5 cm×0.5 cm 的網格作為計數單元.從DPA 的空間分布可以看出,由質子引起的DPA峰值位于靶體的最前端,而由中子引起的DPA 峰值則位于在距離前端一段距離處.產生這種差別的原因主要是質子和中子的通量空間分布不同.圖9給出了由質子和中子引起的靶體NRT-dpa 與ARCdpa 在質子入射方向(y方向)的分布.圖中基于NRT模型計算得到的質子、中子和總的DPA 最大值分別為5.43 dpa/y (1 y=2500 MW·h),3.56 dpa/y和8.01 dpa/y,基于ARC 模型的計算結果分別為1.55 dpa/y,1.12 dpa/y 和2.40 dpa/y.質子引起的DPA 最大值出現的位置為靶的最前端,中子和總DPA 最大值的位置為距離靶前端4.5 cm 和2 cm.

圖8 靶體ARC-dpa 的空間分布(x-y 平面)(a) p+ARC-dpa;(b) n+ARC-dpa;(c) total+ARC-dpaFig.8.ARC-dpa spatial distribution of target (x-y plane): (a) p+ARC-dpa;(b) n+ARC-dpa;(c) total+ARC-dpa.

圖9 靶體DPA在y (質子入射)方向的分布Fig.9.DPA distribution of target in the y (proton incidence) direction.

靶體的H,He 產額在空間分布上也與DPA分布類似.數值上,靶體內由質子引起的H,He 氣體產額分別為4900 appm/y 和870 appm/y,由中子引起的H,He 氣體產額最大值分別為700 appm/y和83.7 appm/y,綜合質子和中子的影響,總的H,He 產額最大值為5110 appm/y 和884 appm/y.從數據來看,質子的占比要遠高于中子占比.原因在于,靶體內中子主要集中在0.1—10 MeV 這個能區內,該能區內H,He 產生截面較小.

4.1.2 靶窗

靶窗位置的質子來源于加速器加速過的1.6 GeV的高能質子,中子的來源主要是靶體散裂反應產生的反沖中子,這一點從圖7 可以看出,第2 片靶與靶窗的中子能譜的譜形相似,但靶窗位置的中子通量低于靶體的通量.在計算中,以中心位置的厚度為標準,靶窗以0.2 cm×0.2 cm×0.2 cm 的網格作為計算單元.靶窗位置的ARC-dpa 空間分布如圖10所示.從分布圖可以看出,由質子和中子引起的DPA 最嚴重的區域均位于靶窗的中心且中子占比更大,質子引起的ARC-dpa 的分布與圖6 的質子束斑形狀一致.數值上,靶窗位置由質子和中子引起的NRT-dpa 的最大值分別為1.51 dpa/y 和3.88 dpa/y,ARC-dpa 的最大值分別為0.61 dpa/y和1.33 dpa/y.靶窗位置由質子引起的H,He 產額的最大值分別為1920 appm/y 和279 appm/y,由中子引起的H,He 產額最大值分別為301 appm/y和35 appm/y.

圖10 靶窗ARC-dpa 的空間分布(x-z 平面)(a) p+ARC-dpa;(b) n+ARC-dpaFig.10.ARC-dpa spatial distribution of target window (x-z plane): (a) p+ARC-dpa;(b) n+ARC-dpa.

4.1.3 慢化器與反射體容器和質子束窗

靶站所使用的慢化器分別位于靶體的上下兩側,慢化器和反射體容器輻照損傷嚴重的位置是靠近靶體的位置.相較而言,靠近靶體下側的容器輻照損傷程度要比上側更高,原因在于相較于DPHM 與DWM,CHM 并沒有退耦合層,導致該位置的中子通量更高,因此以位置的輻照損傷值作為容器輻照損傷值的參考.圖11 給出了CHM 鋁容器靠近靶體位置的DPA 空間分布.從圖11 可以看出,在此區域無論是峰值的強度還是中子的占比都遠高于質子.這是由于離開靶體一段距離后,質子的能量和通量都迅速衰減.該位置的由質子輻照產生的NRT-dpa,ARC-dpa,H 和He 產額最大值分別為0.02 dpa/y,0.01 dpa/y,20 appm/y和3.83 appm/y,中子輻照產生的相應值則為3.76 dpa/y,1.76 dpa/y,111 appm/y 和35 appm/y.

圖11 CHM 容器靠近靶體位置He 產額分布(x-y 平面)(a)質子;(b)中子Fig.11.He production spatial distribution of CHM vessel:(a) Proton;(b) neutron.

質子束窗的輻照損傷情況與慢化器反射體容器不同,它是隔絕加速器高真空環境與靶站氦氣環境的部件,其位置在質子孔道上并且離靶體較遠,因此該位置的反沖中子較少,在分析輻照損傷時主要考慮質子的影響.在計算中取束窗鋁合金部分中心位置10 cm×1 cm×0.2 cm 區域,將其劃分為0.5 cm×0.2 cm×0.2 cm 的網格進行輻照損傷值計算.計算結果如表3 所列.

表3 質子束窗輻照損傷最大值Table 3. Maximum radiation damage value of proton beam window.

4.2 靶站關鍵部件的使用壽命分析

在粒子輻照環境下,材料的輻照損傷會使得材料的力學、熱學性能發生退化,導致材料腫脹、脆化等.不同材料的壽命需要通過不同的輻照損傷限值進行判斷.W,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金這3 種材料的輻照損傷限值如表4 所列.其中W 的NRT-dpa 限值是根據ISIS[32]的運行經驗確定的.SS316 和Al-6061 的NRT-dpa限值以及Al-6061的He 產額的限值則來源于SNS 第2 靶站的設計報告[33].目前,并沒有文獻給出W,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金的ARC-dpa 的限值.但是,Iwamoto等[34]研究了不同輻照環境下Al,Fe,W 等材料的NRT-dpa 與ARC-dpa 的比值,該研究表明,當損傷能量在1 keV 以上時,兩者的比值會趨于一個固定值,該值與輻照環境無關,僅與材料有關.本文4.1 節計算了靶體(W)、靶容器(SS316 不銹鋼)、慢化器反射體容器(Al-6061)的NRT-dpa 與ARCdpa,這3 種材料的比值(NRT-dpa/ARC-dpa)分別為3.35,2.78 和2.14.結合表4 中的這3 種材料的NRT-dpa 限值,可以得到該材料的ARC-dpa限值.

表4 W,SS316,Al-6061 的輻照損傷限值Table 4. Radiation damage limit of W,SS316,Al-6061.

結合表4 各種材料的輻照損傷限值與4.1 節計算的各部件的輻照損傷值,可以分析得到靶站各部件的壽命,其結果如表5 所列.表中靶體、靶容器和慢化器容器的壽命以DPA 限值為判斷標準,質子束窗則以He 產額為判斷標準.需要明確的是,NRT-dpa 與ARC-dpa 的不同之處在于所使用的級聯損傷模型,在材料與輻照條件相同的情況下,兩者所描述的輻照損傷情況是相同的,只是ACRdpa 的限值要低于NRT-dpa 的限值.以W 為例,本文計算得到的靶體NRT-dpa 與ARC-dpa 最大值分別為8.01 dpa/y 和2.39 dpa/y,結合表4 中各自的限值,均可得到鎢靶使用壽命為1.25 年左右.

表5 靶站關鍵部件的輻照損傷值和預期壽命Table 5. Radiation damage value and lifetime of key components of target station.

5 結論

本文使用TENDL2019 數據庫與PHITS 程序計算了W,SS316 不銹鋼和6061 鋁合金這3 種材料的NRT-dpa 截面、ARC-dpa 截面、H 產生截面和He 產生截面.并比較了NRT-dpa 與ARC-dpa兩種描述輻照損傷的物理量的不同之處.從結果來看,基于ARC 模型計算的離位損傷截面要比基于NRT 模型的結果更低,原因在于,NRT 模型并未將離位原子在達到熱力學平衡前的復位現象考慮在內.

基于相關截面的計算,結合中國散裂中子源二期靶站基線模型,本文計算并分析了CSNS 二期靶體、靶容器、慢化器反射體容器以及質子束窗輻照損傷情況,明確了各部件輻照損傷的來源、空間分布和最大值.以此為基礎給出了500 kW 功率下各部件的預期壽命.從結果來看,靶站的關鍵部件中,靶體與靶容器收到的輻照損傷較為嚴重,其預期壽命分別為1.25 年和2.25 年,慢化器反射體容器與質子束窗的預期壽命則較長些,分別為10.5 年和9.26 年.另外,慢化器反射體容器與質子束窗材料雖都為6061 鋁合金,但其受到的粒子輻照情況并不相同,慢化器反射體容器的輻照粒子主要為能量在MeV 左右的中子,質子束窗位置的輻照粒子主要是1.6 GeV 的質子,這導致了慢化器反射體容器收到離位損傷更為嚴重,質子束窗的He 產額則更高.另外需要注意,本文計算材料輻照損傷時考慮的影響因素包括材料的輻照損傷截面、輻照粒子的能量和通量,無法對輻照溫度的影響進行分析.在后續的研究中,可結合相應的輻照效應實驗研究DPA 與H,He 的高溫耦合對材料壽命的影響.基于這些關鍵部件材料輻照損傷的研究,可以構建更合理的運行維護方案來保證裝置的正常運行.