原型炉におけるタングステン使用の影響～中性子照射と崩壊熱、核変換～
染谷洋二、朝倉伸幸
日本原子力研究開発機構
核融合炉システム研究グループ

平成24年度  ダイバータ及びPWI合同会合
７月２３−２４日

筑波大学

核融合原型炉における安全性の観点から
2¨ 崩壊熱の影響と安全性評価¤ 保守対象機器（ブランケット及びダイバータ等）の対向材・"  構造材の温度評価  ⇒ 本日の発表"
ü 保守時には冷却配管を切断するため、補助的な冷却が必要¤ 放射性廃棄物の処理/処分及び管理時の温度評価"¤ 事故時（LOCA, LOFA and LOVA等）に炉内機器の対向材・構造材の温度評価""""

Ø 炉内機器の核変換特性を理解する必要がある"ü Wの崩壊熱密度は比較的高いため、定量的な検討が必要

崩壊熱の計算条件（SlimCSの運転例）
3

放射線遮蔽体インボード
ブランケット

アウトボードブランケット

ダイバータ

中性⼦子壁負荷 [MW/m2]

5.0

核融合出力：3.0GW ダイバータアウトボードブランケット

4.0

インボードブランケット

アウトボードブランケット3.0

計算コード

THIDA-2

核データ

FENDL-2.0

運転時間2年

核融合出力

3 GW

セクター数12

各種セクター内体積m3/sector

インボードブランケット

4.9

アウトボードブランケット

23.3

ダイバータ

5.3

平均中性子壁負荷

2.0
1.0
0.0
090
180270ポロイダル⽅方向⾓角度度 [度度]

360

MW/m2

アウトボードブランケット

3.5

インボードブランケット

2.4

ダイバータ

1.2

計算例：ダイバータ構造（タングステンと低放射化フェライト）4

ダイバータ構造はWモノブロックと支持台座（F82H）で構成： 仮設計
ü 奥行方向のダイバータ厚さ  ：  18cm
ただし、ＷとF82H接合部は平均した熱伝導度を仮定
台座部の複数の冷却管は台座の温度をほぼ一定にするために仮に入れたもの
現在、冷却水はベース温度290℃の加圧水(15MPa)の使用を想定

計算例：ブランケット構造（増殖・増媒材の混合充填）
5Neutron and heat loading
Mixtures of Li2TiO3 and Be12Ti pebbles

OB  Blanket

Blanket	  casing

Cooling	  tube

First WallCooling tube

IB Blanket

Mixtures	  of	  Li2TiO3 /	  Be12Ti	  pebbles

Distance from first wall, cm

ブランケット計算モデル：スラブモデル.

径方向ブランケット厚さ"ü IB ブランケット : 30 cm"
ü OB ブランケット : 60 cm"

PoloidalRadialToroidal

Li2TiO3 （増殖）ペブル  と Be12Ti （増倍）ペブル を混合充填"¨ 第一壁対向材としてタングステン被覆の厚さを200μmとする  ¨崩壊熱に主要なタングステン核種（185W 187W ）の生成
(n,p)
18273

Ta(β )−18274

18674

W

W(n,γ )

18774

115 dW−

W 23.58 h(n,γ ) 184

74 W(n,γ )

187
75

Re(n,γ )(n,2n )

(n,γ )
18374(β )18574W(β )−75.1 d

188
75

Re

18575

Re

(β )
−

43 y(β )−16.9 h(n,γ )

187
76

Os

188
76

Os

18675

Re

*天然 ［182W:26.3%, 183W:14.3%, 184W:30.7%, 186W:28.6%］

タングステンの核変換における反応率の違い
核変換には熱中性子(0.025eV-100keV)の寄与が大きい	
186W (n,2n)は高速中性子が関与

熱中性子

中性子輸送は3次元計算モデルを使用
7

ＳｌｉｍＣＳの構造(a)
CS CoilPlasma

TF Coil
OB Blanket

IB Blanket
Divertor(b)
MCNP calculation model for SlimCS• Calculation code
üMCNP-5 (3-D)• Nuclear libraryüENDF/B-VII• GeometryüToroidal axisymmetryü1/24 sector modelüReflecting boundaries.
• Neutron sourceü Volume source for plasma
with energy of 14.06 MeV

3次元モデル(MCNP-5)では形状を考慮して計算
8ブランケット領域で散乱された中性子はダイバータに熱中性子として照射される

中性子スペクトル  (1D	  vs	  3D)9

核変換には熱中性子(0.025eV-100keV)の寄与が大きい	¨ 3Dモデルでは熱中性子の照射量が増加	
⇒ 3Dモデルで評価した中性子スペクトルで崩壊熱計算を行った	
¨

熱中性子

タングステンの崩壊熱に寄与する主要核種
101s1h1d1mo 1y

1
1.0E+02()(())

Time after
shutdown,
経過日数[年] year

(n,p)
182
73

Ta(β )−3 3]
崩壊熱密度Decay	  heat,	  [MWW/cm3/m
Decay
heat,W/cm

10Total
1.0E+01100
1.0E+00
187
10-1 185
W:n,γreactionü " 74W
1.0E-­‐01
188Re
186Re
10-2
1.0E-­‐02Ø 主要期間 < 1 日（β崩壊）"
10-3
1.0E-­‐03
185
100-44
1.0E-­‐
ü " 74W : n, γ reaction
187W
1.0E-­‐
0-5510: n,2n reaction
101.0E-­‐
100-66Ø 1日 < 主要期間 < 1 年（β崩壊）" 1.0E-­‐
100-77
1.0E-­‐0-88
10 1.0E-­‐08 1.0E-­‐07 1.0E-­‐06 1.0E-­‐05 1.0E-­‐04 1.0E-­‐03 1.0E-­‐02 1.0E-­‐01 1.0E+00 1.0E+01
year
10-8 10-7 10-6Time	  10-5after	  10-4shutdown,	  10-3 10-2
10-1 100 101≪主要核種の生成と半減期≫!
!

1m

182
74

186
74

W

W

(n,γ )

187
74

115 d

W

−

W 23.58 h(n,γ ) 184
74

W(n,γ )

187
75

Re(n,γ )(n,2n )

(n,γ )
183
74

(β )

185
74

W

(β )
−

75.1 d

188
75

Re

185
75

Re

(β )
−

43 y(β )−16.9 h(n,γ )

187
76

Os

18876

Os

18675

Re

*天然 ［182W:26.3%, 183W:14.3%, 184W:30.7%, 186W:28.6%］低放射化フェライトの崩壊熱に寄与する主要核種
111s!

56
25

ü ! Mn : (n, γ ) reactionØ 主要期間 < 3 時間 !
!

54
25

ü ! Mn : (n,2n ) reactionØ 主要期間 < 5 年!

56
2654
26

Fe

(	  n,	  p	  )(	  β－ )2.58	  h5625Mn

Fe (	  n,	  p	  ) 54
25 Mn

(	  n,	  γ	  )

55
25Mn

(	  EC	  ) 54
Cr312.2	  d 24

*天然 ［54Ｆｅ:5.8%, 56Fe:91.8%,57Fe:2.15%］

11.0E+01

1d1mo 1yTotal

10
1.0E+00
10056Mn
1.0E-­‐
100-1154Mn-21.0E-­‐0210
1.0E-­‐
100-3360Co
1.0E-­‐
100-44 188Re
185W
1.0E-­‐0-5
10 5
186Re
1.0E-­‐0-6610
187W
1.0E-­‐0-7
10 7
1.0E-­‐0-8810 1.0E-­‐
08 1.0E-­‐07 1.0E-­‐06 1.0E-­‐05 1.0E-­‐04 1.0E-­‐03 1.0E-­‐02 1.0E-­‐01 1.0E+00 1.0E+01
year
10-8 10-7 10-6Time	  10-5after	  10-4shutdown,	  10-3 10-2
10-1 100 101

3 33]
Decay	  heat,	  W/cm
崩壊熱密度
[MW/m
Decay
heat,W/cm≪主要核種の生成と半減期≫!

1hTime after
shutdown,
経過日数[年] year

注）・ F82H中の添加元素55Mnを0.1から0.44  wt.%に増加した場合でも大きく崩壊熱に影響がない。
・ ブランケットの後方では、熱中性子の増加に伴い、56Mnの生成が増加するが、中性子量が少なく崩壊熱密度は低い。

ダイバータ・アーマー内の崩壊熱密度の分布12¨

主要構造材、総体積、総重量!

ü モノブロック(W)!
5.47m3  105.6t

ü 支持部（F82H）"
56.88m3  448.8t

崩壊熱の主要核種"

¨

187
84
18584

W : (n, γ ) reaction

W : (n,2n ) reaction

56255425

Mn : (n, γ ) reaction
Mn : (n,2n ) reaction

2年間の運転停止直後の崩壊熱密度
W被覆表面

1.84

F82H表面

0.2Unit : MW/m3

注）
１Ｄ計算モデルではW被覆表面の崩壊熱は0.56MW/m3で 1/3以下ダイバータ・アーマーの崩壊熱の時間変化
13

ダイバータにおけるタングステンの崩壊熱の問題!
ü ブランケットと異なりタングステンの重量が多い"ü 運転直後からメインテナンス時（数ヶ月後程度）には、ダイバータの発熱に寄与する割合は大きい"¨ブランケット内の崩壊熱の時間変化
14Armor (W)First Wall (F82H+H2O)

Back Wall (F82H+H2O)
Breeder (Li2TiO3 & Be12Ti pebbles)¨ü 第一壁(F82H, W)"ü 増殖領域(Li2TiO3, Be12Ti)"

Cooling tube (F82H+H2O)

Back  wall  (F82H+  H2O)

ブランケット内の崩壊熱割合
Ratio	  of	  decay	  heat	  for	  OB	  blanket

90%
70%

Total

¨

Cooling  tube  (F82H+  H2O)

102

Breeder  (Li2TiO3&Be12Ti)

101
1.0E+01

60%
50%

100
1.0E+00

40%
30%
20%
10%0%

First  wall  (F82H+  H2O)

10-1

Armor  (W)10-2Time	  after	  shutdown

経過日数 [年]タングステンの崩壊熱

1.0E+02

1.0E-­‐0 1

1.0E-­‐0 2

ブランケットの崩壊熱
Decay	  heat	  of	  OB	  blanket,	  MW[MW]

100%

80%

主要構成材!

ü タングステンが0.2mm厚の場合、他の構造材と比べて体積が少ない。
ü ブランケットの崩壊熱に寄与する割合は少ない。

原型炉運転停止後における崩壊熱（SlimCSを想定）
15

核融合出力3GW・2年間の運転を停止後の崩壊熱
経過時間

停止

1日

1ヶ月

アウトボードB

30.9

3.9

1.4

インボードB

8.6

1.1

0.4

ダイバータ

13.1

6.01.2

放射線遮蔽体1.80.30.1

全崩壊熱

54.1

11.3

3.1

放射線遮蔽体l 炉全体で、運転直後はブランケットの"インボード
ブランケット
崩壊熱が全崩壊熱の73%程度"⇒ ブランケット内の6He(半減期0.8s)の"崩壊熱が顕著""
l 運転停止後一ヶ月程度までは、"
ダイバータの崩壊熱はブランケット"（フェライト起因の54Mn）と同程度. "ダイバータ
ただし1ヶ月後の全崩壊熱は6％に減少."

アウトボードブランケット

単位: MW
ブランケットü 第一壁（F82H）
ü 核種：56Mn (2.6 h)
54Mn (312 d)
ダイバータ・アーマーü モノブロック（W）
ü 核種：187W (1day)
185W (75day)

崩壊熱と温度管理は、保守作業の開始と工程に大きく影響
16

１ヶ月の冷却期間後（崩壊熱は運転直後の1/10に減少：0.1MW/m3）にダイバータおよびブランケットの交換を開始するシナリオを検討中⇒ ダイバータ及びブランケット表面のＷ温度はそれぞれ1060、1043℃に達する
廃棄物管理シナリオ  保守時の対象機器温度推移  タングステンの崩壊熱（3GW-2yrs核融合反応を発生後）について
17

運転中に発生するＷ表面での核発熱密度は 最大崩壊熱密度（1.8MW/m3)よりも20倍大きい⇒ 深さ5mm、幅5cm、トロイダル１周分（10-2m3，0.19t)では合計約0.3MW
非接触ダイバータ運転中に同面積のＷターゲットが受ける熱負荷は約10MW⇒ プラズマ運転中（冷却中）は、大きなダイバータ熱負荷の熱除去設計が重要課題
ダイバータアーマーでの核発熱密度の深さ分布

運転中は、冷却水はベース温度290℃の加圧水(15MPa, 流速6-8m/s)の使用を想定

非接触ダイバータにおいてターゲットが受けるプラズマ・放射熱負荷分布の例

まとめ  1/218¨ ブランケット及びダイバータ内で使用されるWの崩壊熱密度は大きい"
ダイバータでは総重量が多く、崩壊熱はＷモノブロックが大部分（60-75%）"
崩壊熱に起因する主要核種：  185W and 187W""¨ ブランケット内の崩壊熱は第一壁及び増殖領域が大部分"
0.2mm厚の被覆Wの場合、総重量が少ないため、崩壊熱への寄与は少ない!
崩壊熱に起因する主要核種：  第一壁（F82H）、増殖領域  (Li2TiO3&Be12Ti)""
・  運転停止後一ヶ月程度までは、ダイバータの崩壊熱はブランケット"（フェライト起因の54Mn）と同程度. ただし1ヶ月後の全崩壊熱は6％に減少."
その後は、ブランケットの崩壊熱が顕著""
・ 崩壊熱と温度管理は、保守作業の開始（停止１年後）と工程に大きく影響""

まとめ  2/2
19

今後の設計進展・タングステンの使用量の検討により、崩壊熱は大きく影響する："・  対向壁へのプラズマ粒子束とエネルギー、スパッタリングによる損耗の評価"⇒ダイバータ材厚(5mm)、ブランケット蒸着膜厚(0.2mm)増加 ⇒崩壊熱は増加""
・  原型炉サイズおよびダイバータの拡大（核融合出力が同じなら）"・  安全性や保守期間の短縮などの要請が増す場合 ⇒核融合出力の設定を低減⇒単位面積あたりの中性子照射フルーエンスを低減 ⇒崩壊熱は減少""
・   放射性廃棄物の処理・管理、事故時のシーケンスに大きな影響を及ぼすため、こうした観点からも検討を開始している"