Evalución de los Defectos Inducidos por la Radiación Neutrónica en

Transcripción

J.E.N.419
Sp ISSN 0081-3397
EVALUACIÓN DE LOS DEFECTOS
INDUCIDOS POR LA RADIACIÓN NEUTRONICA
EN LOS ACEROS DE VASIJAS.
por
López Jiménez José
JUNTA DE ENERGÍA NUCLEAR
CLASIFICACIÓN INIS Y DESCRIPTORES
B25
NEUTRONIC DAMAGE FUNCTIONS
PRESSURE VESSELS
CRQWDIONS
MATHEMATICS
PHYSICAL RADIATION EFFECTS
STEELS
FERRITE
TRANSITION TEMPERATURE
DUCTILE-BRITTLE TRANSITIONS
RECOILS
COMPARATIVE EVALUATIONS
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y Publicaciones, Junta de Energía Nuclear, Ciudad Universitaria; Madrid-3, ESPAÑA.
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Los descriptores se han seleccionado del Thesauro
del INIS para-describir las materias que contiene este informe con vistas a su recuperación. Para más detalles con_
súltese el informe E&EA-INIS-12 (INIS: Manual de Indizacion) y IAEA-INIS-13 (INIS: Thesauro) publicado por el Organismo Internacional de Energía Atómica.
Se autoriza la reproducción de los resúmenes analíticos que aparecen en esta publicación.
Este trabajo se ha recibido para su impresión en
Marzo de 1978
Depósito legal n° M-11870-1978
I.S.B.N. 84-500-2617-2
TITULO
EVALUACIÓN DE LOS DEFECTOS INDUCIDOS POR LA RADIACIÓN NEUTRONICA
EN LOS ACEROS DE VASIJAS.
TNDr.CE
1. INTRODUCCIÓN
2. VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN DUCTIL-FRAGIL DEL
ACERO CON LA DOSIS Y EL ESPECTRO DE NEUTRONES.
2.1. Fr.agi.lizacion.de los aceros
2.2. Modelo de defectos en aceros.
2.3. Formalismo relacionando el número de defectos con el flujo neutrónico, el espectro y la dosis.
2.3.1. Choques elásticos
2.3.2. Choques inélásticos
2.3.3. Concentración total de defectos
2.3.4. Funciones de respuesta
2.3.5. Flujo de neutrones. índices de espectro.
2.3.6. Relación entre la temperatura de transición y los
defectos.
3. DESCRIPCIÓN DE LAS IRRADIACIONES DE ACEROS INTERPRETADAS.
4. COMPARACIÓN DE LOS RESULTADOS EXPERIMENTALES Y TEÓRICOS.
4.1. Método de cálculo
4.2. Estimación de los coeficientes B y C
4.3. Comparación del valor de C teórico y experimental.
5. QBTENCION.DE.L COEFICIENTE B PARA DIVERSOS TIPOS DE
ACEROS.
5.2. Expresión de los coeficientes B
6. IMPORTANCIA DE LOS NEUTRONES TÉRMICOS EN LOS DEFECTOS. RESULTADOS
. EXPERIMENTALES. DISCUSIÓN DEL MODELO DE DEFECTOS.
7. CONCLUSIONES
ANEXO 1. Energía de los primarios creados por choques elásticos
einelásticos.
ANEXO 2. Defectos generados por los neutrones térmicos.
BIBLIOGRAFÍA
TABLAS
FIGURAS.
1. INTRODUCCIÓN
Los neutrones rápidos provocan en las estructuras de a c e r o . d e los
reactores térîcos^ especialmente en la vasija, cambios importantes
de las propiedades físicas» tales como el aumento de la temperatura
de transición dúctil-frágil y del límite elástico y disminución de
la enería máxima de rotura dúctil, así como del alargamiento a la
rotura.
El conocimiento -de un formalismo matemático que relacione la dosis
y el espectro de neutrones con los daños inducidos por éstos en los
a c e r o s , y a su vez con las propiedades físicas del material, permitirá evaluar el deterioro y comparar adecuadamente los resultados de
irradiaciones RecfTas en reactores diferentes.
En este traBajo se propone un formalismo que permite la evaluación
de la temperatura de transición (y el límite elástico) de aceros
ferríticos irradiados, contrastándose, a su v e z , el campo de aplica6"tildad del mismo con resultados experimentales de irradiaciones
de aceros realizadas en reactores de agua liaera, agua pesada y de
grafito.
El formalismo tiene en cuenta no sólo los daños creados por los
neutrones rápidos, sino los creados por los átomos de retroceso
como consecuencia de las capturas (n , ^ ) de los neutrones térmicos por los átomos de hierro de la red. Se ha calculado la fórmula
analítica que relaciona el flujo y espectro de neutrones con la
variación de la temperatura de transición de varios tipos de aceros de vasijas, a temperaturas inferiores a 230°C y estimado el
recocido de daños a temperaturas superiores.
-2-
2. VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN DUCTIL^FRAGIL DEL
ACERO 'CON' LA DOSIS Y EL ESPECTRO DE NEUTRONES.
2.1. Fragi1izacfon de los aceros
Los factores más importantes que determinan la variación de la
temperatura de transición de los aceros son el tipo de acero en
cuestión, el espectro de neutrones,la dosis y la temperatura de
irradiación. Además del propiamente llamado tipo del acero, existen otros factores que influyen en la fragilidad del mismo, tales
como tratamientos' térmicos, forma, tamaño de grano, composición
química e impurezas etc. Los daños en el acero son producidos, en
casi su totalidad, por los neutrones rápidos de energía superior
a 10 KeV, si Bien los neutrones térmicos por reacción ( n , y ) con
los átomos de Rierro pueden producir átomos de retroceso que pueden contribuir a los daños si la energía de los primarios es superior a un cierto valor umbral fijado en el modelo de daños.
En este capítulo haremos una exposición del modelo de daños inducidos por los neutrones rápidos y en el Cap. 6 se expondrá la formulación correspondiente a las capturas de los neutrones térmicos.
Los daños inducidos por la radiación neutrónica en el acero producen un aumento de la temperatura de transición y una disminución de
la energía máxima de rotura dúctil, así como un aumento del límite
elástico y de la carga de rotura Junto'con- una disminución del
alargamiento a la rotura.
La fuerte dependencia de los daños con el espectro de neutrones
Piace que resulte problemático la evaluación de los mismos y su
comparación cuando el material ha sido irradiado en reactores distintos o en lugares distintos del mismo reactor. Las irradiaciones
de las probetas de aceros de vasijas suelen hacerse en el interior
del núcleo del rea.ctor con el fin de reducir el tiempo de irradiación a varias semanas o meses, siendo el espectro de neutrones en
estos emplazamientos muy diferente del existente en la vasija o en
sus inmediaciones.
-3-
En estas circunstancias, creemos que para hacer una interpretación
correcta da las•irradiaciones y relacionar coherentemente los resultados procedentes de espectros distintos, es necesario utilizar
un modelo de daños que integre el efecto del espectro y de la dosis
de neutrones mediante la definición de magnitudes de daños adecuad-as
La temperatura de transición puede definirse como la correspondiente
al 50% de rotura dúctil y 50% de rotura frágil (temperatura de
transición media) y más corrientemente como la correspondiente a la
energía de rotura de 4,2 Kgxm.
B O T O R. A* T> VJ CX su
X
ACEB.6
MO XR.Si.4i3l1A.TiO
ACERO
en
O
LU
Temperatura (°C)
Las medidas de la temperatura de transición se realizan con el
ensayo Cfvarpy, aunque tam&ien pueden emplearse los ensayos "Dropy.eiqht-Test", que expresa los resultados en MDT (nil-dúctilityoTransition). Existe correspondiencia entre el aumento de la temperatura de transición (Charpy) y la NDT para energías de rotura de
4,2 Kgxm. La variación de la temperatura de transición A 8 de los
aceros es independíente de la temperatura de irradiación para.temperaturas inferiores a un cierto valor (230°C,como veremos más adelante!, mientras que a temperaturas superiores se produce una fuerte
disminución de la fragilidad, que puede estar originada por una mayo
movilidad de los defectos inducidos por la irradiación.
-4-
2.2. Modelo de defectos en aceros
El modelo de defectos empleados en este trabajo se basa en los estudios de Brinkman (1, 2 ) , Seeger ( 3 ) , Amayev (4) y Duliey-Rastoin
(5).
Si el recorrido libre medio de un primario (secundario, terciario
etc.) entre dos choques es inferior a una distancia interatómica,
se termina el proceso de reguero de vacantes e intersticiales y se
produce una multilaguna, rodeada de una región en la que, debido
a la alta densidad atómica, se engendra una presión que tiende a
hacer penetrar estos átomos en la zona vacía. Si la "temperatura"
de esta región es superior a la de fusión durante un tiempo lo
bastante largo para que los átomos en exceso llenen el vacío, se
relajan las tensiones anteriormente existentes y los átomos recristal izan durante el enfriamiento según el cristal de origen pero
sin. ocupar las mismas posiciones... Esto haría que .no quedase huella
del proceso sí sólo existiera una clase de átomos en la red. Este
cambio de posición de los átomos primitivos es el origen de la
zona de desplazamientos (displacement spike r e g i ó n ) . El volumen de
la zona de desplazamientos es proporcional a la energía del primario en el momento de la creación de la misma.
La relajación debida a la temperatura es la condición de existencia
de la zona de desplazamiento, y esto es posible si el primario tiene una energía tal que pueda fundir el metal durante un tiempo lo
bastante largo para que las intersticiales se incorporen a la multi'
laguna. Brinlcman estima que el umbral mínimo de energía de un primario para la formación de una zona de desplazamientos ( E B M I N ^ es
de 400 eV. Si la energía 'fuera inferior se formarían vacantes e
intersticiales estables a bajas temperaturas.
Si el primario tuviera una eneraía superior a otro umbral máximo
U O M A V = 2 0 K e V ) , éste se frena por interacción con los electrones
cediendo parte de su energía a los átomos de la red y creando vacantes e intersticiales, hasta que alcanzara la energía
generando .
una zona de desplazamiento.
- 5-
Resumiendo:
Designando con E
la energía de un p r i m a r i o ,
Si
E < Ep>MTjyf : creación de vacantes e intersticiales
S
E
^
Si
BMIN< E o ^ E B M A X :
Egw.w< E Q
creac
i ó n de una zona de desplazamientos
: creación de vacantes e intersticiales seguida
de.una zona de desplazamientos.
La F i g . 1 (2) representa el efecto de un p r i m a r i o , según B r i n k m a n ,
en e.1 caso de E g M A X < E p .
Seeger (3) ha reelaborado el modelo de Brinkman suponiendo que
existe la posibilidad de transferencia de átomos a lo largo de las
direcciones más d e n s a s . Estas transferencias a larga distancia
(cr 100A] provocan la creación de intersticiales lejos de las vacantes después de colisiones en cadena llamadas "crowdiones dinámicos"
Los intersticiales lejanos no interaccionan con su zona de desplaza'
mientos o r i g i n a l , que q u e d a , de esta m a n e r a , parcialmente vacía de
átomos (- 20 al 30 % d e defecto de átomos según S e e g e r ) . Así pues,
en lugar de zonas de desplazamientos llenas de á t o m o s a s e crean zonas
parcialmente vaciTas (depleted z o n e s ) . Seeger sugiere que el efecto
d a saturación observado en las irradiaciones intensas puede explicarse, por la captura de los crowdiones dinámicos por las zonas.
Según ( 5 ) , el número de zonas, parcialmente vacías (zonas) y de
crowdiones dinámicos creados por un primario de energía E
definido por las funciones G,(E ) y G r n ( E n ) s
Z p
uU p
E
p< E BMIN
E
p >
E
BMIN
,
• '
E
BMIN< E p XEBMAX ,
E
>
p
>
E
BMAX
W
.
-GCD
Gz = 1
G
CD(V
,
=
' G (E.) CD'
F
vien<
respectivamente:
-6-
donde :
E
BHIN
E
BMAX " 2 "
E
= 400
eV
= 64
>
eV ( 4 ) , energía necesaria para la formación de un
crowdion dinámico.
En el estudio de los defectos en aceros han sido usados otros tipos
de formalismos (6 y 7) basados en el modelo de defectos puntuales
propuesto por fCinchin y Pease (8) .
2.3. 'Formalismo relacionando él número de defectos con el flujo
neutrónico, él espectro y la dosis.
Se trata de calcular el número total de defectos creados en el acero
durante el curso de la irradiación dentro de un intervalo de temperatura para el cual no exista recocido de los mismos (annealing).
Los primarios son producidos por choques elásticos e inelá'sticos
de los neutrones rápidos de energías comprendidos entre 10 KeV y
18 MeV.
2.8.1. Choques
elásticos.
La energía de un átomo de retroceso (primario) en un choque elástico es 'la siguiente:
2A(l-u)
donde A es el número más ico del material, (56 para el hierro),u el
coseno del ángulo de deflexión del neutrón después del choque, en
el centro de masas, y E la energía del neutrón incidente.
Si suponemos que P(E,u ) es la sección eficaz diferencial elástica
de neutrones (en escala arbitraria), el número de zonas y crowdiones
dinámicos producidos por el choque elástico de un neutrón de energía
E será:
( í-1
2A
el
(E) -
J-l
¿0UÜ
f
ZóCD
fl+A)
(2)
+1
P(E, u) du
J -1
La concentración de zonas y crowdiones dinámicos creados por el
flujo <£(E) es:
.'. NZ5CD A L tN° êCE) 4> (E,t). í^ C D U ) dLdt
." .,_
donde N o es el número de átomos de hierro por cm y <T*(E) 1-a sección eficaz microscópica elástica.
..... •
Las secciones eficaces microscópicas elásticas <5~^(E) del hierro
las hemos tomado de las taBlas J ..J. Schmidt (a) y se dan en la
Fig. 2 (a, b y c ) . Pueden observarse do? zonas de resonancias, la
primera a energías antré~30 y 400 ReV
•• y la segunda entre Q , 7 y 2.5
Mev.
.
Las secciones eficaces microscópicas elásticas diferenciales P ( E , u )
proceden de BNL 400, VoT.. II. (10) Fig. 3
En el Anexo 1 se dan los valores de E p M M
y E
PMAX ^ E PMIN
1 os neutrones.
p a r a los
^"eTastic 0 3
en
p a r a los c h o q u e s
elásticos
función de la energía de
2.3.2. Choques inélásticos
La energía tal del átomo de retroceso en un choque inelástico
(n in | ) varia con el nivel de energía de salida de la partícula
Y eyectada
Para el nivel i:
-8-
2A
E
(1+A) 1
A
E +2
¿
-
A
E (•'
(3)
Suponiendo isotropfa en los choques inelásticos, la magnitud £ „
, , . ' - . •
toma en este caso el valor
+1
1
ZoCD
du
(4)
ZÓCD
-1
donde
d E.
* dE.
du =
(5)
.1
t n u A \/ ""* ti
'PMAX
E
PMAX ^ E PMIN
corres
Pon<ên
a
u a "l» y
u s+
PMIN
l>
respectivamente
Luego,
E
PMAX
G
Z6CD< E p> d E p
'1
E
1
PMAX
.E
1
PMII
J
(6)
•PMIN
La concentración de zonas ,y cr.owdiones dinámicos creados por choques,
inelásticos en el flujo rápido <p(E,t) es la s i g u i e n t e :
N
'ÜS-ru-iv.!.,) L ^ »
(E)
(E
*-*
(7)
donde:
i
CT"« n (E) es la sección, eficaz m i c r o s c ó p i c a inelástica para el nivel
de energía i.
_Q _
En los choques inelásticos con el hierro existen siete niveles
gamma, de energías: 0.845, 2.085, 2.658, 3.00 , 3.40-, 3.60 y 3.84 MeV
Las secciones (T..n(E)se dan en la Fig. 4 (a y b) (9).
2.3.3. 'Concentración total dé defectos
La concentración total de zonas y crowdiones dinámicos provocada por
los neutrones rápidos es la juma de los producidos por los choques
elásticos e inelásticos:
l
=N e
'ZóCD ñ16Cü
+ IHN i n
ZóCD
(j?(E,t)dEdt =
- <t»U.t) dEdt
La magnitud _TL,-CD (E)juega simbólicamente el papel de una sección
eficaz microscópica de creación de defectos.
2.3.4. Funciones de respuesta
Supondremos de aquí en adelante que el flujo neutro'nico permanece
constante en el tiempo de irradiación. Las funciones de respuesta
R
Z y ^CD se definen coroo sigue:
SI
donde -JÍ-ZÓCD
r e p r e s e n t a s i m b ó l i c a m e n t e una sección eficaz media
de c r e a c i ó n de d e f e c t o s en el e s p e c t r o de fisión (normalizado a la
unidad):,
C
-10-
siendo
(E) el espectro d e fisión (WATT), normalizado a la unidad
)dE=l ) .
Los valores de R z y R C D medios en •- 64 bandas de letargía constante
(0,1147) entre lOKeV y 16 MeV, se dan en la Pig. 5. _ ; •
Una vez definidas las funciones de respuesta, el "flujo de daños
equivalente de fisión" vendrá definido por:
0
R
ZÓCD(E> ^
E ) d E
UD
La "dosis de daños equivalente de f i s i ó n " s e r í a :
° ZÓCD " 4>ZÓCD
Xt
Cl2)
'
El número t o t a l de daños Cera ) tomaría la nueva forma:
N
ZÓCD
2. 3 .5". Flujo
=
V D ZÓCD'^ZÓCD
de: neutrones. índices de espectro
Él f l u j o
de neutrones rápidos medido con un detector por
activación a umbral Fe 5 4 , Mi 5 8 , Cu 63 etc. puede expresarse en •
" f l u j o
equivalente de fisión" de la manera siguiente ':
(14)
donde (T"
es la sección eficaz
e
:
í en el caso deí Fe £4) .
de- activación del detector
, 4^ E )
el flujo
- de
neutro
"
nes incidentes y (T
la sección eficaz media en el espectro de
Fs
fisión (normalizado a la unidad).
-11-
En el caso de un detector hipotético que contase todos los neutrones por encima de 1 M e V , el flujo (> lMeV) equivalente de fisión
estarfa relacionado con el flujo de neutrones (> 1 M e V ) por la relación:
'OO
4>
(>lMev) =
1 FP
0,692
ÓT
J lMev
(E)dE
- (15)
<co
)dE = 0,692; f ( E )
espectro de fisión WATT
lMev
Las funciones de respuesta de los detectores toman la forma siguiente
GT(E)
R(E) = - = —
(16)
En la Fig. 5 se dan las funciones de respuesta de los detectores a
umbral Ni58, Cu 63 y (> 1 M e V ) .
El cociente entre el flujo de zonas y de crowdiones dinámicos,Ó y
ycfc» _ , y el flujo
á>c ( > 1 MeV) lo definimos como índices de
espectro "a" y "b" de la manera siguiente:
a= -j
v
y
b*
<PF( >lMeV)
—
4:
9 F ( >lMeV)
(17)
2.3.6. Relación e n t r e Ta temperatura dé transición y los defectos
A partir de los estudios de AMAYEV y c o l . (4) y de DULIEU-RASTOIN
( 5 ) , la temperatura de transición (y el límite elástico) de los
aceros ferríticos se relaciona con la dosis de defectos (zonas y
c r o w d i o n e s ) mediante la ecuación s i g u i e n t e :
(l-C~C'DCD ) 1 /
6
_
.
(18)
-12-
donde
B
7
2
-(n c m - )
C
-
1/3
son dos coeficientes que definen completamente el tipo de acero
ferritieo en cuestión.
Los coeficientes B y C toman la forma:
B = B1
6 No -ft-C N
„
A
..
*
n (3 no J = o { ^ C D
N
(at/cm ) concentración de átomos de hierro
n
concentración de vacantes por zona
probabilidad de captura de un crowdion dinámico por las vacantes de las zonas de concentración 1 vacante/cm ,
Se supone que la variación tanto de la temperatura de transición,
como del límite elástico del acero ferritico es inversamente proporcional a la distancia media de dos zonas en los planos de deslizamiento. Al aumentar la concentración de zonas, disminuye la distancia media entre ellas, por lo que se eleva la temperatura de transición; en efecto, al aumentar los obstáculos (zonas) que impiden el
deslizamientoj disminuye la ductilidad del material, frágil izándose
en consecuencia.
3. DESCRIPCIÓN DE LAS IRRADIACIONES DE ACEROS INTERPRETADAS.
En este trabajo se h_an analizado una serie de experiencias de irradiacioón de aceros ferríticos realizadas por el Naval Research Laboratory, (11) y (12).
En (11) se dan las curvas experimentales relativas a la variación
de la temperatura de transición del acero A3O2B en función de la
dosis neutrónica para temperaturas de irradiación de < 125°C,< 230°C
~ 254°C, - 285°C y 267-395°C. Las irradiaciones fueron efectuadas
con probetas situadas en diferentes emplazamientos de reactores de
agua ligera, agua pesada y dé grafito. El espectro correspondiente
-13-
a cada emplazamiento no se dio en la referencia (11).
De la referencia (12) hemos tomado los valores numéricos correspondientes a la variación de la temperatura de transición de los aceros
A302B, A212B y A350-LF1, en función de la dosis de neutrones a temperaturas de irradiación < 240°C. Se dan igualmente los espectros
de neutrones en los emplazamientos de la irradiación. Según estas
fuentes informativas, la composición de los aceros A302B, A212B y
A350-LF1 (modificado) es la siguiente:
Tipo de
Acero
C
Mn
Si
P
S
Ni
Cr
Mo
Otros
A302B
0,20 1,31
O.,25
0,012 0,023 0,2
0,17
0,47
-
A212B
0,26 0,76
0,24
0,011 0,031 0,22
0,20
0,02
-
A350-LF1 0,15 0,79
0,25
0,027 0,033 1,71
0,05
0,04
0,088 Cu
Los detectores a umbral utilizados fueron de Fe54 (n,p) Mn 54 y l o s
resultados vienen expresados en dosis de neutrones ( > 1 M e V ) .
El espectro de neutrones en cada uno de los lugares de irradiación
fue h-allado con programas de cálculo por el método S N .
Los espectros de agua ligera LITR fueron calculados en el intervalo de energías 0,183 MeV-10 MeV* dividido en 16 zonas de letargía
constante (Fig. 6 ) . Los espectros de los reactores IRL se dan en
20 zonas d e letargía constante entre 67 KeV y 10 MeV, Fig. 7 , y los
reactores BGR, Fig 8 , H.W.C.T.R, Fig 9 y SM - 1 A , Fig. 10 5 en el
intervalo 25 K.eV-10 MeV dividido en 24 zonas de letargía constante.
-14-
4. COMPARACIÓN DE LOS RESULTADOS EXPERIMENTALES Y TEÓRICOS.
Los resultados experimentales de (8), Figs. 11 a 15, se refieren a
la A o t del acero A302B irradiado en los diversos reactores a temperaturas de < 120°C, < 2 3 0 ° C , a 254°C, a 285°C y 267-395°C. Estos
resultados han sido ajustados por la expresión (18)
, según
el procedimiento que veremos a continuación. Sendas comparaciones
se dan en las Figs. 11 a 15.
Hemos estimado índices de espectro a y b (Capítulo 2.3.5) medios
en el conjunto de reactores de irradiación, basados en los resultados que se obtendrán posteriormente cuando se analicen los resultados de la referencia (9). Los valores obtenidos son a = 2.3 y b = l-73.
Los valores B y C de los aceros se han calculado a partir de las
dos soluciones asintóticas de la expresión.
Como podrá fácilmente comprobarse las soluciones asintóticas son
dos rectas en una escala doblemente logarítmica en A 9 f y
D(>lMeV)
n/cm 2 .
D z = axl,445xD(> lMeV)
y
D C D = bxl,445xD ( > l M e V ) .
D(> lMeV)<< l,5xlO19 [n/cm 2 ],
A9t = Ba 1 / 3 .b 1 / 6 .C 1 / 6 . (1,445D) 1/2 (20)
D(> lMeV)» l,5xlO19 [n/cm2] , A9 t =Ba 1/3 (1,445D) 1/3
4.2. Estimación de Tos coeficientes
(21)
B y C
Se puede comprobar que la expresión ( 1 8 ) se adapta bastante
bien a los puntos e x p e r i m e n t a l e s , y que las funciones asintóticas
anteriores se distancian muy poco de la solución analítica completa. El punto de interseción de las dos soluciones asintóticas
puede considerarse como correspondiente a una dosis "critica"
(CxDCD=l).
-15-
En la tabla siguiente y en la Fig 16
se dan los valores
de los coeficientes B y C ajustados, así como las dosis críticas
D obtenidas para el acero A3-Q2-B:
Tipo de
Temperatura
acero
Irrach ación
°C
A302B
Dosis c r í t i c a
D (> lMe^)
1
°C
Cn&tu
Q
ncm"
)
z
< 120
-
10 1 9
41.9xlO"6
4.12xlO~20
< 230
*
io 1 9
42
"
4.06
c¿ 254
cíl.3xlO 19
37.5 "
3.47
2 285
c;5.5xlO19
23.1 "
0.74
6.1 "
-
265-395
--
Se puede constatar que, dentro de los errores imputables al método
de cálculo, los coeficientes B y C permanecen constantes a temperaturas de irradiación inferiores a los 230°C. A temperaturas superiores a ésta, B y C disminuyen a medida que aumenta la temperatura
de irradiación.
2 ( > l M e V ) p a r a temperaturas
La dosis crítica se estima en 1019 n/cm
inferiores a los 230°C. Esta disminución del valor de los coeficientes B y C cuando la temperatura se eleva más allá de los 230°C
muestra que los defectos se eliminan a tales temperaturas. A temperaturas inferiores a los 230°C los daños son totalmente acumulativ o s , no habiendo recocido de los mismos.
El modelo de daños es legítimamente utilizable solamente en el inter
valo de- temperaturas inferiores a 230°C.
-16-
Amayev y c o l . (4) han estudiado los aceros soviéticos 22K, M, 16fHM
25*3HM y 12xM<Â, llegando a la conclusión que para dosis neutrónicas comprendidas entre 10
y 10
n/cm ( > 1 MeV) , la variación
de la temperatura de transición es una función lineal de la raíz
cúbica de la dosis de neutrones D. , sin embargo, el limite inferior
está estimado de manera netamente menos elaborada que la nuestra.
4.3. Comparación del valor C teórico y experimental.
En el párrafo 4.2. se ha calculado el coeficiente C a partir de las
irradiaciones del acero A302B a distintas temperaturas. El campo
legitimo de apiicabilidad de los modelos empleados se sitúa a temperaturas de hasta los 230°C, aproximadamente, ya que los defectos en
este intervalo son acumulativos. El coeficiente C puede fácilmente
dallarse partiendo de la intersección de las dos soluciones asintóticas ( 2 0 ) y (21 ) :
b D Q C = 0,692
(22)
Despejando C de esta ecuación y teniendo en cuenta que D crlOx 19 y
6=1.73 se obtiene:
10"20(
ncm
Desde el punto de vista teórico, puede estimarse teniendo en cuenta
que según ( 5 ) ,
C = N J>Sl
CD
donde
N Q = 8.9xlO 2 2 cm~ 3
= bo2 P\
b
es la sección eficaz geométrica de una vacante,
es el recorrido libre medio de los crowdiones
(23)
-17-
P
b o2
= 1.7xlO" 6 cm
2/3
es del orden de i-^-)
N
según (4)
= 5.26xlO" 6 ,
Q
de donde se deduce:
= 8.93al522
J¿
e
es el factor de normalización en la formación de crowdiones
dinámicos que toma el valor de
4.3&X10 2 0
9
(cm ) ,
Ec = 64 eV según (4)
De todo lo anterior se deduce que
C~5.4xlO" 2 0
(cm2)
Se considera que los parámetros b20 y 9 son independientes del
tipo de acero, y por lo tanto el coeficiente C.
Puede comprobarse la existencia de un acuerdo teórico-experimental
relativo al valor del coeficiente C, que puede considerarse como
una comprobación satisfactoria de la validez del modelo de daños y
del formalismo aplicado.
5. OBTENCIÓN DEL=CQEEfCIEflT.E--B PARA. LES. DI VERSOS .TIPOS ,
DE ACEROS.
5.1.Método de cálculo
El coeficiente B resulta de despejar en la expresión.18 una vez conocidos el valor de C, calculado en el Cap. 4.2., y los valores de
y las dosis neutrónicas D ( > l M e V ) , así como los índices de espectro
a y b para cada uno de los espectros.
-18-
En esta interpretación, sólo tendremos en cuenta el flujo rápido, la
contribución a los defectos del flujo térmico no se considerará,
habida cuenta de la discusión al respecto del capítulo 6.
En
- (12) se dan los resultados de la irradiación de los tres tipos
de acero: A302B, A212B y A350-LF1 y los espectros correspondientes.
En las Tablas 1, 2 y "3 se dan los valores de la temperatura de
irradiación,el aumento de la temperatura de transición, la dosis
de neutrones, los índices de espectro a y b,calculados partiendo de
los espectros de neutrones dados, y finalmente el valor de B, para
cada una de las probetas de acero irradiadas. Los espectros de neutrones se dan en las Figs. 6 a 10.
Las funciones de respuesta R 2 y Rpp se han definido en 65 zonas de
energía de letargía constante (A«- = 0.115)» que van desde 10 KeV a
18 MeV¿ F i g" u r. a
5.,, . Por la foVma de estas funciones, dada
la resonancia a 30 KeV, toman gran importancia las bajas energías,
especialmente en los reactores de grafito y de agua pesada.
5.2. Expresión de Tos coeficientes B
Los valores de B se dan en las Tablas 1, 2 y 3 y en las Figs.17 a_ 18
.y 1 9 . En la Tabla siguiente se dan los valores medios obtenidos
para temperaturas inferiores a los 230°C.
Tipo de Acero
Tempera tura de
irradi ación
°C
°c
D
O
(ncm
1/0
) '
A302B
Chapa de 150mm
< 230
41 12xlO"6
A212B
Chapa de lOOmm
< 230
44 76xlO"6
220
52 .60 10" 6
A350- LF1
-19-
Los valores de B se agrupan alrededor de su valor medio, con una
dispersión reducida teniendo en cuenta las imprecisiones, tanto en
los datos experimental es, como en el procedimiento de cálculo.
El hecho que el coeficiente B sea constante en el intervalo de
temperatura < 230°C confirma la hipótesis según la cual este coeficiente sería específico del tipo de acero y constante en un intervalo de temperaturas de daños acumulativos (ausencia de recocido).
La coherencia de los resultados en los coeficientes B para dos espectros tan diferentes como los de grafito y de agua ligera, es una
comprobación de la existencia del pico de resonancia de las funciones R z y R C D a 30 KeV.
6. 'IMPORTANCIA DE LOS NEUTRONES TÉRMICOS EN LOS DEFECTOS. RESULTADOS EXPERIMENTALES. DISCUSinN DEL MODELO DE DEFECTOS.
El núcleo de hierro, por captura de un'neutrón térmico, emite una
cascada de rayos gamma y un átomo de retroceso susceptible de crear
defectos.
Vamos a interpretar este fenómeno en el supuesto que, como consecuencia de una captura, se emita una partícula "tf de energía
la de ligadura del núcleo compuesto.
El hierro está compuesto por cuatro isótopos: Fe54, 56, 57 y 58
con una sección microscópica de absorción total de C = 2.53+0.06
a
—
barn. Los isótopos anteriores contribuyen a (f en la proporción
a
de 5, 9 2 , 2 y 0,5 % respectivamente. Las energías de ligadura del
núcleo compuesto son:_ 9.293, 7.638, 10.033 y 6.575 MeV, respectivamente (13) .
Las energías de los átomos de retroceso correspondientes se han
calculado en el Anexo 2 y son de 786, 512, 868 y 369 eV, respectivamente. Estos primarios, a excepción del último,
poseen energía
superior al umbral para la formación de daños, que es de 400 eV,
seqún el actual modelo de defectos.
-20-
En el Anexo 2 , se expone nuestro formalismo que relaciona el flujo
térmico con los defectos . s e Kan definido nuevas magnitudes para la
creación de zonas y crowdiones totales, til D ¿ D ' c'ue
los daños creados por los neutrones térmicos:
D1 = D7 (1+A7)
L
L
Z
D
¿D = W
1+A
CD>
Y
(24)
(25)
D
Z y ^CDs o n ^ as c'os''-s ^ e daños para los neutrones rápidos defini
dos en Caps, anteriores.
Las m a g n i t u d e s A j y A r n hzn sido calculadas para cada probeta
irradiada, como puede verse en el Anexo 2v.
E.1 valor d e A y y A r n s o n fuertemente dependientes del umbral de
energía mínima necesaria para la formación de zonas y crowdiones di
námicos (EDUT..-] por lo que nos fia parecido útil hacer un estudio
paramétrico respecto al valor de este umbral energético.
En el caso de que el valor umbral fuese el previsto por el modelo,
^BMIN = ^ ^ e^' â- w a 9 n ^ t u ^
A 7 tomaría los valores de 0,4,
2,77 y 4,46 en los espectros correspondientes a los reactores de
agua ligera, grafito y agua pesada, respectivamente. En lo relativo
n 5 tomaría los valores de 0,02, 0,23 y 0,43, respectivamente.
En este caso, la contribución de los neutrones térmicos,./^ y
modificaría los valores de los coeficientes B , anteriormente calculados, en un factor aproximado de ( l + A ? ) * ^
» se 9ú" n â fórmula 2 (Anexo 2 ) , factor muy elevado, especialmente en los reactores
de grafito y agua pesada Esto implicarfa una gran diferencia entre
los valores de B encontrados para los reactores de agua ligera y
los de grafito y agua pesada; diferencia que no se ha puesto de manifiesto en el estudio en el capítulo 6.2. , puesto que en los valores de B obtenidos no se aprecia diferencia respecto al tipo de
reactor.
De todo lo anterior se deduce s en primer lugar, que la influencia de
los neutrones térmicos en los defectos de los aceros es práctica-
-21-
mente despreciable y, en segundo lugar, que el umbral mínimo para la
formación de zonas de desplazamiento propuesto por Brinkman de 400
eV es demasiado bajo y que habría de elevarse hasta un valor mínimo
próximo a 1 ICeV..
En los trabajos (11) y (12) se aportan datos muy valiosos . respecto
a la importancia de los neutrones térmicos sobre los defectos en
el acero. Se han realizado irradiaciones de aceros A302B y A212B y
medido la variación del límite elástico en las probetas de acero.
El 50% de las probetas han sido irradiadas en una envoltura de
cadmio de 10 mm de espesor a la temperatura de 60 °C, que como es
saBTdo ab~sorb~e todos los neutrones térmicos (E < 0,5 eV) .
El cociente del flujo térmico al rápido <ft /4> F ( > lMeV) es de
5,2 y las dosis de neutrones, D ( > 1 MeV), comprendidos entre 4,5
y SsS'xlO 18 n/cm2 (el-cociente del flujo térmico al epitérmico fue'
de 31.
El resultado obtenido fue, precisamente, que no se observó ninguna
diferencia entre las medidas del módulo de elasticidad de las probeta
irradiadas desnudas o Efajo cadmio.
Este resultado coincide con nuestra conclusión anterior.
Del estudio paramétrico emprendido en el Anexo 2 se deduce igualmente
que para que la importancia de los neutrones térmicos, y por consiguiente de A 7 y A C D S sea d e s p r e c i a b l e ^ ! valor de E B M T M ha de ser
necesariamente superior al valor dado por el modelo de Brinkman
de 400 eV, y debe tomar el valor igual o superior a 700 eV. En efecto, para E g ^ ™ = 700 eV, la magnitud _/\. 7 calculada para esta experiencia (11, 12) sería de 0,07 y no de 0,92 si se mantiene el valor
de 400 eV.
El efecto d e / u = 0,92 introduciría una variación del 24% en las medidas del límite elástico, que no podría ser enmascarado por los
errores experimentales.
-22-
El paso de E R M T M de 400 eV a 700 eV no modifica sensiblemente las
funciones de respuesta FU y FU,..
7. CONCLUSIONES
Las conclusiones esenciales de este trabajo son las siguientes:
1) La evolución de la temperatura de transición dúcti1-frágil
está de acuerdo con el formalismo utilizado, es d e c i r , viene
definida por la expresión ( 1 8 ) .
2) Habida cuenta de las imprecisiones experimentales, el coeficiente B se presenta como característico del tipo de acero e indepen^
diente del espectro de neutrones del reactor de irradiación.
3) El valor del coeficiente C, independiente del tipo de acero,
- ha sido calculado experimentalmente y comparado satisfactoriamente al valor teórico previsto por el método de defectos.
4) A temperaturas de irradiación inferiores a los 230°C, los coeficientes B y C permanecen constantes, disminuyendo a temperaturas superiores.
5) El efecto de los neutrones térmicos no se ha puesto de evi- dencia en las experiencias de irradiación de aceros estudiados,
lo que parece indicar que el umbral de energía para la formación de zonas de desplazamiento debe ser superior al propuesto
por Brinkman de 400 eV. Se propone una energía umbral superior
a los 700 eV.
-23-
ANEXO 1
Energía de los primarios creados por choques elásticos e inelásticos .
En la tabla 1(Anex.. 1) se dan las energías máximas de los primarios
tras un choque elástico de un neutrón rápido de energía E. Según la
expresión ( 1 ) , el máximo corresponde a u = - l :
4A
F
L
-
•F
PMAX
9
(1+A) 2
En los choques inelásticos de neutrones de energía E con los átomos
de fiierro de la red, la energía máxima y mínima corresponden a
u=+l y -1 respectivamente, en la fórmula (3):
L
2A
E
DMAY =
PMAX
5*
(1+A)2
\
\
A
A
l +A
2A
PMIN
y
E
E*
(1+A)2
1
1+A.
A
y( 1 + A ) 3
A
1+A
ANEXO 2
Defectos generados por los neutrones térmicos.
a) Energía de los primarios
Un neutrón térmico es capturado por un átomo de hi erro,ayectando una
partícula t de energía Er . La" energía del átomo de hierro de r e troceso se rige por las ecuaciones de la conservación de la cantidad
demovimiento:
E
2mE = V 2 M E n eos f
P
I
sen
0 = \ 2MEn seno?
p
f
+ ¿--— c o s e
c
(1)
-
(2)
sene »
-24-
ANEXO 1. TABLA 1.
ENERGÍA DE LOS PRIMARIOS, E p M A X > E p M I N (KeV)
(MEV)
CHOQUES INE LASTICOS, E
Energía EPMAX
Neutro- Elástico
nes
E(KeV) (KeV)
10
0.7
29
2
50
4
89
159
6
501
35
59
69
87
109
136
147
173
187
194
209
218
235
245
258
275
276
308
346
435
860
1000
1258
1585
1995
2125
2515
2715
2818
3015
3162
3412
3548
3680
3981
4000
4467
5012
6310
7943
1Q000
17780
_
0.345
E
PMIN
E
PMAX
2. 085
E
PMI N E PMAX
E
3 .4
3 .0
2. 658
PMI N E PMAX
E
PMIN
E
PMAX
E
3.6
PMI N FPMAX
E
PMIN
E
3 .84
PMAX
E
PMIN
E
PMAX
11
548
689
1226
14,8
15
6,8
4,2
2,9
2,1
1,9
1,6
33
1,4
1,3
1,2
1,2
1,1
1,0
53
77
106
115
142
156
163
177
187
205
214
223
244
245
278
215
405
518
660
0,99
0,90
0,90
0,79
0,70
0,55
0,43
0,34
0,19 1196
34 ,0
15 ,9
13 ,3
12 ,3
10 .8
9 ,9
8 ,7
8 ,2
7 ,7
6 ,9
6 ,8
5 ,9
5 ,0
3 ,7
2 ,8
2 ,2
1 ,2
37
84
101
109
124
135
153
163
173
Í94
195
230
267
358
472
614
1152
41,4
31,1
24,0
21,0
17,5
16,1
15,0
12,9
12,8
10,7
8,9
6,5
4,8
3,8
1,9
53
70.
91
104
125
135
146
168
170
204
243
335
450
593
1131
39,6
36,2
26,9
24,0
21,9
18,4
18,2
14,7
12,1
8,6
6,4
4,8
2,5
63
77
103
43 ,9
72
115
43 ,5
127
82
98
36 ,2
28 ,0
127
27 ,6
129
21 ,3
176
17 ,0
209
11 ,7
304
8 ,5
420
6 ,3
564
3 ,2 1103
151
152
188
228
321
436
579
1118
55,4
35,5
34,8
25,6
20,0
13,5
9,7
7,2
3,7
72
113
115
156
199
295
412
556
1096
49 ,7
31 ,2
24 ,3
16 ,0
11 ,3
8 ,3
4 .2
91
141
187
284
402
546
1087
-25-
donde :
m = masa del neutrón (931 MeV)
E = energía cinética del neutrón térmico, 2.5x10 -8 MeV.
M = masa del núcleo compuesto (retroceso) de Fe, 5,31x10
2mE
MeV
es despreciable frente a J L , por lo que resulta
c
(3)
= 180'
E
(4)
P =
Las energías E Y (13) son las siguientes: 10.033 MeV (Fe57) ,
9.297 (Fe 5 4 ) , 7.638 (Fe 56) y 6.597 (Fe 5 8 ) .
La sección eficaz microscópica de absorción es de (T'a = 2 .5 3+0.06
barn, a la cual contribuyen los cuatro isótopos del Fe en la proporción dada por la Tabla siguiente:
Isótopo
Energía del
Energía
de liga- primario
E p (eV)
dura
Ej (MeV)
Contribución
del isótopo
a<3C
(El) •
Fe 57
10.033
868
0.02
Fe 54
9.297
786
0.05
Fe 56
7.638
512 .
0.92
Fe 58
6.597
369
0.005
b) Creación de zonas
El flujo térmico "equivalente" de un cierto detector viene definido
-26-
por la relación
-©o
CJ (E)
¡
donde Q~ es la sección eficaz microscópica del detector a la energía térmica de 0.025 eV.
El índice de espectro r que relaciona el flujo térmico y el rápido
es el siguiente:
r =
,
**
(6)
<J)F( >lMeV)
Los coeficientes r se dan experimentalmente.
Como hemos visto en el Cap. 2, la concentración de zonas y crowdiones dinámicos producidos por el flujo rápido 4?(E) en el tiempo t
eselsiguiente:
La concentración de zonas creadas por los neutrones térmicos es
la siguiente:
868eV
E
= N Q . (T a . cj)f t < p Z
(E
BMIN
BMIN),
(8)
868eV
P
ZÊBMIN>= 2 1
t
G Z (E ) se definió
S z (E p ).oC( Ep )
BMIN
en el párrafo 2.2.
(9)
-27-
Según la definición del índice de espectro r, podemos relacionar el
flujo térmico integrado con la dosis D,:
. xt=rx
(> lMeV)xt
F
(10)
-.E-D
De esta manera la concentración total de zonas sería:
= N Q D Z J1 Z
(11)
Así pues:
Di- D 7 ( l + ^ ^ B M I N ^
= Q (1+
A
c) Creación de crowdiones dinámicos
De manera estrictamente idéntica a la anterior, se calcula la dosis
D.
CD
D c D ( 1 + iilJfi<ÍB!!INÍ. D c D ( 1 +j4cD,
DJZ
CD
03,
d) Cálculo de las funciones P z ( E B M I N ) y P C D ( E B M I N )
868eV
P
E
Z< BMIN> " f^BMIN
Por ejemplo:
P z (400 eV) =c4(369 eV)+ 0C(512 eV)+ cC(786 eV) +OC(868 eV) =
= 0,92+0,05+0,02 = 0,99
-28-
De igual modo:
868eV
IN* "h X
(15)
BMIN
Los resultados numéricos de Py Y P C D en función del valor paráníetri
co de
se dan en la Tabla siguiente:
E
BMIN
eV
868
786
512
369
P
Z
0,02
0,07
0,990,99
P
CD
0,27
0,88
-8,24
8,27
e) Cálculo de las funciones A 7 Y A CD
A
A
a r P Z ( E BMIN)
a
Los valores numéricos en función de
(Anex. 2) .
(16)
(17)
se dan en la Tabla i-.
-29ANEXO 2 . TABLA 1
REACTOR
EMPLAZA
MIENTO
E•BMIN
r
786
868.
L.I.T.R.
I.R.L.
B.6.R.
H.W.C.T.R.
18
28
49
53
55
0.94
0.69
1.40
1.43
1.09
0.008
0.006
0.010
0.011
0.009
0
1 1 , 8 ctn
0.91
0.60
0.50
0.48
0.78
0.011
0.007
0.005
0
0.
0.
0.004
0.006
0.
0.
14,3
16,8
19,4
21,9
W-44
Barra
Gris
"
"
"
"
(eV)
0.
0.
0.
0.
0.029
0.022
0.036
0.040
0.032
0.039
0.024
0.018
0.014
0.020
512
0.
0.
0.
0.
0.
0.015
0,026
0.030
0.023
0.420
0.320
0.510
0.570
0.460
0.020
0.015
0.026
0.030
0.023
0.277
0.022
0.014
0.011
0.009
0.013
0.560
0.350
0.252
0.200
0.280
0.023
0.014
0.011
0.009
0.013
0.416
0.316
0.505
0.564
0.455
0.
0.555
0.
0.347
0.249
0.
0.
0.
369
0.198
0.020
15.5
0.056 0:0035 0.196
0 . 0 2 5 2.770
0.231
2.800
0.280
27.
0.090 0.014 0.315
0.046 4 . 4 5 5
0.428
4.500
0.430
Az
ACD
fu
ACD
Az
ACD
Az
ACD
-30-
f ) Variación de la temperatura de transición con los defectos.
Incluyendo en la dosis de defectos los generados por los neutrones rápidos y por los térmicos, la formula 1 (Párrafo 2.3.6.) se
transforman en la siguiente:
.= B 1 . D z 1 / 3 . (1-e
CD
)
. (18)
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TABLA 1 Irradi,aciones de" acero A302-B (Chapa de 150 mm)..
REACTOR
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
I.R.L.
I.R.L.
I.R.L.
I.R.L.
I.R.L.
B.G.R.
B.G.R.
Emplazamiento .
18
18
18
18
18
28
53
53
53
53
55
49
Temper. de
i rradiación
°C
94
72
125
205
230
95
< 115
< 115
< 115
í 115
< 115
< 115
< 95
11.8 cm
< 115
< 115
A0 °c
•
78
110
140
122
120
164
175
183
128
114
58
44
Dosis neu
tronica
>1 MeV2
(n.cm~ )
0.5.10 19
0.5. "
0.5 "
0.6 "
a
b
47.53.10~6
1.87
1.87
1.34
1.34
36.40
39.44
"
"
1.34
51.08
40.14
"
"
1.24 "
1.87
1.87
1.83
41.26
"
1.20 "
1.94. "
2.00 "
2.09
2.09
2.09
39.16
43.82
"
"
46.19
"
3.50 "
2.09
1.40
1.40
1.40
1.40
39.07
"
0.85."
1.38
0.75 "
0.26 "
1.99
2.75
1.35
1.53
1.16
0.16 "
0.10 "
0.06 "
1.43
1.69
2.01
1.23
1.37
1.51
49.49
41.36
45.64
42.66
31.81
38.05
"
"
"
"
"
"
31.03
38.54
"
"
39.16
"
. 30.77
"
1.8
"
1.34
1.32
< 115
<115
21.9
"
(. 115
< 135
< 135
20
114
133
0.04 "
2.35
1.67
0.55 "
4.73
0.75 "
4.73
1.97
1.97
< 240
105
0.73 "
5.1
1.82
W-44
W-44
H.W.C.T.R. Barra
gris
(n.cnf 2 ) 1 7 3
1.34
"
"
",
¿115
C
1.87
j
14.3
16.8
19.4
28
28
°C
índice de espectro
TABLA 2 :
REACTOR
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R,
L.TiT.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R..
L.I.T.R.
L.I.T.R.
L.I.T.R.
Emplazamiento
18
18
18
18
18
18
18
18
28
28
53
53
53
55
55
55
L.I.T.R.
49
49
49
B.G.R.
B.G.R.
W-44
W-44
H . W . C . T . Barra
R.
Gri s
Irradiaciones del acero A302-B (Chapa de 150 mm).
Temper. de
i rradiac.
°C
125
205
230
95
95
135
95
220
< 115
95
< 115
¿115
< 115
< 115
<115
95
< 115
<115
< 115
< 135
¿ 135
^240
A8 °c
t
117
100
111
103
120
161
164
180
135
153
135
135
155
100
114
135
Dosis neutronica
>1 MeV
(n.cm
)
índice de espectro
0.66.10 19
0.66 "
0.66 •"
0.78 "
1.87
1.87
1.87
1.0
2.1
2.5
2.6
a
b
°C
(n.cnT 2 ) 1 / 3
52.47.10~6
44.85 "
49.78 "
1.87
1.34
1.34
1.34
1.34
42.79
"
1.87
1.34
44.59
"
•1.87
1.87
1.87
1.34
43.74
"
1.34
41.60
"
1.34
1.32
1.32
44.97
44.50
37.38
"
"
"
1.40
45.74
43.74
48.87
40.91
"
"
"
"
45.29
"
1.29
2.70
"
"
1.10
1.22
1.30
0.75
"
"
"
"
0.80
0.95
"
"
1.99
1.38
1.38
1.99
1.38
49.67
"
111
120
140
144
0.67
0.70
0.78
0.55
0.75
"
"
"
"
"
2.75
2.75
2.75
1.53
1.53
1.53
44.67
41.54
42.78
"
"
"
4.73
4.73
96
0.35
1.97
1.97
1.82
47.33 "
42.40 "
39.40 "
.117
1.83
1.83
2.09
2.09
2.09
'
1.99
5.1
1.40
1.40
TABLA 3. Irradiaciones del acero A35O-LF1 (modificado) de la vasija del SM-1A
REACTOR
Emplazamiento
L.I.T.R.
18
L.I.T.R.
18
L.I.T.R.. . 18
L.I.T.R.
55
L.I.T.R.
18
L.I.T.R.
55
SM-1A
Encima
del núcleo
Estado
del
acero
Chapa
Forjado
Chapa
n
ti
Chapa
Temp. de
Irradiac.
°C
220
220
220
220
220
220
230-245
úñt °c
Dosis neutrón i ca
>1 MeV 2
(n.ctn )
183
190
210
230
220
245
2.0.10
2.0. "
2.8 "
44
1Q
índice de espectro
a
b
°C
P
(N.cm- 2 ) 1 ' 3
50.69.10"6
52.63 "
1.87
1.87
• 1.34
1.87
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51.00 "
1.34
2.8
"
1.99
1.38
3.1
3.1
"
"
1.87
1.99
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54.00 "
51.43 "
55.60 "
0.26 "
0.94
0.95
40.28 "
ZONA DE DESPLAZAMIENTOS
(OSPLACEMENT SPtKE
REGIÓN)
5* ÁTOMOS INTERSTICIALES
e VACANTES
- RECORRIDO DEL PRIMARIO
j ~ t POSICIÓN E S DÉLOS ÁTOMOS EN
"'"'"LA RED CRISTALINA
Fig. 1.- Esquema del deterioró producido por un primario de energía
muy elevada?(2)
0,1
200
400
300
E
(Kev)
F1g. 2a.- Sección eficaz microscópica elástica del hierro
500
600
700
s.o -
4.0
s
I
1.0
1
1.5
1
1
I
I
I
2,0
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i
l
i
2.5
E
(Mev)
..- Fig. 2b.- Sección eficaz microscópica elástica del hierro
I
3,0
I
I
l
3.5
i
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i
II
40
4.5
5,0
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I
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8,0
E (Mav)
F1g. 2 c - Sección eficaz microscópica elástica del hierro
I
9.0
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I
I
I
10.0
I
I
I
i
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1
1
1
0.55 MeV - 1.62 MeVv
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1
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2.30 MeV - 2.85 MeV
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1
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Fig. 3a.- Sección eficaz microscópica diferencial elástica del hierro.
(u, u1) x tO" 2 (mi(ibarn /stereoradian j
F1g. 3b.- Sección eficaz microscópica diferencial elástica del hierro
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1.0
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L
J
13
J
L
L
2.0
25
E
(Mev.)
Fig. 4b.- Sección eficaz microscópica 1nelíst1ca del hierro
4.0
10 9
8
1
R (AUj)
FUNCIONES DÉ RESPUESTA
6
5
4
10'9
- R
8
7
6
2
(AU,= 0.115)
Cu63(n,a)Co60
x10'
-
ZGNAS
N¡58(n,p)Co58
5
4
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CROWDIONES
DINÁMICOS
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9
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Mev
F1g. 5.- Funciones de respuesta del deterioro en el acero y de
algunos detectores a umbral
•
'
t
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L.I.T. R
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LETARGÍA ( U )
I
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1
1
1
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I.R.L.
11,8 cm.
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LETARGÍA (U)
Ftg. 7.- Espectro neutrdnico de las Irradiaciones en I.R.L. (12)
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1
3
4
LETARGÍA (U)
Fig. 8 . - E s p e c t r o n e u t r ó n i c o de las i r r a d i a c i o n e s B.6.R. (12)
20
H.W.CT.R.
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I
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LETARGÍA ( U )
Fig. 9.- Espectro neutránico de las irradiaciones H.W.CT.R. (12)
5
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SM-1A
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3
4
LETARGÍA ( U )
Fig. 10.- Espectro neutronico de las irradiaciones SM-1A (12)
1O
9
—.
6
—
—
—
5
—
4
—
3
—
8
7
•
-1-
Puntos experimentales
Curva teórica
—
ü
2
B = 42,00x10-"
CD
C= 4.06x10-*°
^
6
—
—
—
—
5
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5 6 7 8 9 10
2
3
l i l i l í
4
5 6 7
8910
F1g. 11.- Variación de la temperatura de transición en función de la dosis neutronica ( lMeV) del
acero A302B (150 mm) a la temperatura de Irradiación 120°C
105
9
8
7
6
5
Curva teórica
B= 41,92x10-6
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C= 4,12 x K T 2 0
I
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17
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1
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3
45678910
0(>1Mev.) (n/cm*)
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F1g. 12.- Variación de la temperatura de transicifin en fundón de la dosis neutrónica ( lMeV) del
acero A302B (150 mm) a la temperatura de¡irradiación 230°C
1OS
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7
6
5
+
4
——Curvo teórico
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A-6
B = 37.50 x 10"
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10
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4 5 6 7 8 910"
1
2
1
3
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4 5 6 7 8 91020
i
D (>1 Mev.) (n/cm*)
Fig. 13.- Variación de la temperatura de transición en fundón de la dosis neutrónica ( lMeV) del
acero A302B (150ram)a la temperatura de 1rrad1c1ffn
254°C
9
8
7
6
+
—— Curva teórica
ü
o
B= 23,10 x ! 0 - 6
C=
0.74 xiO" 2 0
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9
8
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. •
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5 6 7 8 910
19
2
1
I
II
3
4 5 6 7 8 9 1 0
D ( X M e v ) (n/cm*)
MI
2 0
—
Fig. 14.- Variación de la temperatura de transición en función de la dosis neutrónica ( 1 MeV) del
acero A302B (150 mm) a la temperatura de irradiación 285°C
103
9
8
7
6
5
(D
1029
8
7
6
5
10
1
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10
F1g.
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4 5 6 7 8 910"
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4
5 6 7 8 910"
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2
I
I I II I
3
4 5 6 7 8 91020
D (>1M8v.) (n/cm*)
—
.- Variación de la temperatura de transición en fundón de la dosis neutrónica ( 1 MeV) del
acero A302B (150 mm) a la temperatura de Irradiación 367-395°C
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Fig. 16.- Coeficientes B y C en fundón de la temperatura de Irradiación (Acero A302B-150mm)
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Fig. 17.- Coeficiente B en fundón de la temperatura de Irradiación del acero A302B
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(150 mm) Irradiado en diferentes espectros. ;
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(100 mm) Irradiado en diferentes espectros. !
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Fig. 19.- Coeficiente B en fundón de la temperatura de Irradiación del acero A350LF1
(modificado) Irradiado en diferentes espectros.
1
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1
J.E.N. 419
Junta de Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid.
"Evaluación de-los defectos inducidos por la radiación
neutronica en los aceros de. vasijas".
J.E.N. 419
"Evaluación de los defectos inducidos por la radiación
neutronica en los aceros de vasijas".
LÓPEZ JIMÉNEZ, J . (1978) 54 pp. 19 f l g s . 15 r e f s .
LÓPEZ JIMÉNEZ, J . (1978) 54 pp. 19 f l g s . 15 refs.
Se ha establecido un formalismo matemático que calcula el número total de defectos
(zonas de desplazamientos y crowdiones) creados en los aceros f e r r í t l c o s típicos de Tas
vasijas de los reactores por l a radiación neütrónicá en diferentes aspectos. Se tiene en
cuenta l a creación de primarios como consecuencia'de los choques elásticos e Inelásticos;
de los neutrones rápidos con los átomos de hierro, y como consecuencia de las reacciones
(n,
) de los neutrones térmicos.
cSe han contrastado modelos teóricos relativos al aumento de l a temperatura de t r a n s i - .
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dos experimentales en distintos tipos de reactores, a temperaturas que van hasta los
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Se han contrastado modelos teóricos relativos al aumento de l a temperatura de t r a n s i ción d ú c t i l - f r á g i l en los aceros f e r r í t i c o s inducido por l a dosis neutronica con resulta
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J.E.N. 419
" E v a l u a c i ó n de l o s d e f e c t o s i n d u c i d o s p o r l a r a d i a c i ó n
n e u t r o n i c a en l o s a c e r o s de v a s i j a s " .
LÓPEZ. JIMÉNEZ, J . (1978) 54 pp. 19 f i g s . 15 refs.
Se ha establecido un formalismo matemático que calcula el número t o t a l de defectos
(zonas de desplazamientos y crowdiones) croados en l o s aceros f e r r í t i c o s típicos de las
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cuenta l a creación de primarios como consecuencia de los choques elásticos e Inelásticos
(n,
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.
.
J.E.N. 419
"Evaluación de los defectos inducidos por la radiación
neutronica en los aceros de vasijas".
LÓPEZ JIMÉNEZ, J . (1978) 54 pp. 19 f i g s . 15 refs.
Se ha establecido un formalismo matemático que calcula el número total de defectos
(zonas de desplazamientos y crowdiones) creados en los aceros f e r r í t i c o s típicos de las
vasijas de los reactores por l a radiación neutronica en diferentes aspectos. Se tiene en
cuenta l a creación de primarios como consecuencia'de los choques elásticos e inelásticos
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Se han contrastado modelos teóricos relativos al aumento de l a temperatura de t r a n s i ción d ú c t i l - f r á g i l en los aceros f e r r í t i c o s inducido' por l a dosis neutronica con resulté^
400 °C
•J.E.N. 419
Junta do Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid.
"Evaluation of defects induced by neutrón radiation in
reactor pressure vessel steels"..
LÓPEZ JIMÉNEZ, J . (1978) 54 pp. 19 figs. 15 refs.
We have developed a method for calculating the production of neutrón induced defects
(depleted zuñe and crowdions) in f e r r i t i c pressure vessel steels for different neutrón,
spectra. They havo been analysed both the recoil primary atoms produced by elastic and .
inelastic collisions with fast neutrons and the ones produced by gamma-ray emission by
therma! neutrón absorption.
Theoretical inodelling of increasing in the dúctile-brittle transition temperature of
f e r r i t i c steels has been correlated with experimental data at Irradiation temperatura
up to 400 °C.
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Crowdions. Mathematics. Physical radiation effects. Steels. Ferrite. Transition temperature. Dúctile-brittle transitions. Recolls. Comparative evaluations.
J . E . N . 419
reactor pressure vessel steels1.1
(depleted zone and crowdions) in f e r r i t i c pressure vessel steels for different neutrón
spectra. They have been analysed both the rocoil primary atoms produced by elastic and
inelastic collisions with fast neutrons and tho ones produced by gamma-ray emission by
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u p t o 400 °C
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J.E.N. 419
. Junta de Energía Nuclear. División do Metalurgia. Madrid.
reactor pressure vessel steels".
Sfe have deceloped a method for calculating the production of neutrón Induced defects
(depleted zone and crowdions) In f e r r i t i c pressure vessel steels for different neutrón
spectra. They have been analysed both the recoil primary atoms produced by elastic and
inelastic collisions with fast neutrons and the ones produced by gamma-ray emission by
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•
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up to 400 °C.
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J.E.N. 419
Junta de Energía Nuclear. División de M&talurgia. Madrid.
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(depleted zone and crowdions) In f e r r i t i c pressure vessel steels for different neutrón
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Crowdions. Mathematics. Physical radiation effeets. Steeis. Ferrite. Transition tempera
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Evalución de los Defectos Inducidos por la Radiación Neutrónica en

Transcripción

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