JPS6067648A - 原子力燃料被覆管の製造方法 - Google Patents
原子力燃料被覆管の製造方法Info
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- JPS6067648A JPS6067648A JP58175957A JP17595783A JPS6067648A JP S6067648 A JPS6067648 A JP S6067648A JP 58175957 A JP58175957 A JP 58175957A JP 17595783 A JP17595783 A JP 17595783A JP S6067648 A JPS6067648 A JP S6067648A
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- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
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- Y02E30/30—Nuclear fission reactors
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- Heat Treatment Of Nonferrous Metals Or Alloys (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
この発明は、ジルコニウム合金からなる原子力燃料被覆
管に係り、特に優れた（幾械的性質と耐食性を有する原
子燃料被覆管およびその製造方法に関する。
管に係り、特に優れた（幾械的性質と耐食性を有する原
子燃料被覆管およびその製造方法に関する。
ジルコニウム合金は、優れた耐良性を有すると共に、熱
中性子吸収断面積が少ないため、原Ｐカプラントの炉内
の構造用部拐たとえば燃料被覆’ｒｊ、チャンネルボッ
クスあるいはスペーサ等に広く使用されている。この種
の市販されているジルコニウム合金には、ジルカロイ−
２（８１１約１．５％。
中性子吸収断面積が少ないため、原Ｐカプラントの炉内
の構造用部拐たとえば燃料被覆’ｒｊ、チャンネルボッ
クスあるいはスペーサ等に広く使用されている。この種
の市販されているジルコニウム合金には、ジルカロイ−
２（８１１約１．５％。
ＦｅＨ約０．１５％、Ｃｒ；約０，１％、Ｎ、ｌｌ約ｏ
、 ｏ ｓ ｓ 、残部ｚｒ）あるいはジルカロイ−４
（ＳｎＨ約ｉ、ｓｓ、ｐｅ＋約０．２％、Ｏｒ、約０．
１チ、残部ｚｒ）などがある。
、 ｏ ｓ ｓ 、残部ｚｒ）あるいはジルカロイ−４
（ＳｎＨ約ｉ、ｓｓ、ｐｅ＋約０．２％、Ｏｒ、約０．
１チ、残部ｚｒ）などがある。
従来、耐食性の優れたジルコニウム合金からなる原子力
燃料被覆管においては、炉内の高温高圧の水あるいは水
蒸気中で長時間にわたシ使用されると、水あるいは水蒸
気中の酸素と反応して腐食が進行する。管の外周面では
上記酸化反応に伴って水素ガス（Ｎ２）が発生する。こ
の水素ガスの一部は管内部に拡散し、ジルコニウムと反
応して水素化物を析出する。この水素化物はジルコニウ
ム合金の延性を劣化させる要因となる。このような水素
化物はジルコニウムの稠密六方晶における（０００２）
面に沿って析出する傾向がある。
燃料被覆管においては、炉内の高温高圧の水あるいは水
蒸気中で長時間にわたシ使用されると、水あるいは水蒸
気中の酸素と反応して腐食が進行する。管の外周面では
上記酸化反応に伴って水素ガス（Ｎ２）が発生する。こ
の水素ガスの一部は管内部に拡散し、ジルコニウムと反
応して水素化物を析出する。この水素化物はジルコニウ
ム合金の延性を劣化させる要因となる。このような水素
化物はジルコニウムの稠密六方晶における（０００２）
面に沿って析出する傾向がある。
したがって、ジルコニウム合金製の原子力燃料被覆管を
製造するに際しては、合金の集合組織すなわち稠密六方
晶の（０００２）面の配向方位を制御する必要がある。
製造するに際しては、合金の集合組織すなわち稠密六方
晶の（０００２）面の配向方位を制御する必要がある。
従来のジルコニウム合金製の原子力燃料被覆管では（０
００２）面が管の半径方向に配向されているため、水素
化物が半径方向に連続で瓦板状に析出し、円周方向の引
張応力に対する延性が低下するという問題点を有してい
た。
００２）面が管の半径方向に配向されているため、水素
化物が半径方向に連続で瓦板状に析出し、円周方向の引
張応力に対する延性が低下するという問題点を有してい
た。
そこで、従来において原子力燃料被覆管の集合組織を制
御する技術としては、素管をピルカミル等で冷間圧延す
る方法が公知であり、圧下率５０〜８０％の冷間圧延と
焼なましとを交互に繰返して造管し、（０００２）面を
管円周面に対して２０〜３０度前後に配向するようにし
ている。すなわち、（０００２）面は冷間圧延と焼なま
し処理における圧下率を高めるほど管の圧延方向すなわ
ち管の円周方向に平行に配向するようになる。
御する技術としては、素管をピルカミル等で冷間圧延す
る方法が公知であり、圧下率５０〜８０％の冷間圧延と
焼なましとを交互に繰返して造管し、（０００２）面を
管円周面に対して２０〜３０度前後に配向するようにし
ている。すなわち、（０００２）面は冷間圧延と焼なま
し処理における圧下率を高めるほど管の圧延方向すなわ
ち管の円周方向に平行に配向するようになる。
一方、燃料被覆管の耐食性を向上させる技術としてはβ
クエンチ法が公知である。純ジルコニウムは８６２Ｃ以
下では稠密六方晶（α相）の結晶構造を有するが、８６
２Ｃ以上では体心立方晶（β）に変態する。
クエンチ法が公知である。純ジルコニウムは８６２Ｃ以
下では稠密六方晶（α相）の結晶構造を有するが、８６
２Ｃ以上では体心立方晶（β）に変態する。
ジルカロイ−２あるいはジルカロイ−４においては合金
元素としてｓｎ、Ｆｅ、ＣｒあるいはＮｔが添加されて
いるため、状態図からα相とβ相とが共存する温度範囲
が存在し、イの温度範囲は８３０Ｃ〜９６０Ｃである。
元素としてｓｎ、Ｆｅ、ＣｒあるいはＮｔが添加されて
いるため、状態図からα相とβ相とが共存する温度範囲
が存在し、イの温度範囲は８３０Ｃ〜９６０Ｃである。
さらに高温（９６０Ｃ以上）ではβ相単相となる。
ここでβクエンチ法とはβ相が存在する温度範囲から水
冷却あるいはガス冷却により急冷する方法である。
冷却あるいはガス冷却により急冷する方法である。
このよりなβクエンチを施したままの状態では、材料の
延性が著しく低く且つ稠密六方晶の（０００２）面が所
定の方向に配向しないため、燃料被覆管として使用する
ことができない。そのため、燃料被覆として使用に耐え
得るようにするにはβクエンチした後、冷間圧延と焼な
ましとを施す必要がある。
延性が著しく低く且つ稠密六方晶の（０００２）面が所
定の方向に配向しないため、燃料被覆管として使用する
ことができない。そのため、燃料被覆として使用に耐え
得るようにするにはβクエンチした後、冷間圧延と焼な
ましとを施す必要がある。
しかし、βクエンチしたジルコニウム合金は硬化される
ため、βクエンチ後の冷間圧延において圧下率を十分高
くすることができない。このように、従来法では燃料被
覆管内における稠密六方晶の（０００２）面の配向を圧
延方向に対する所定の角度以内に制御することができな
いという欠点を有していた。
ため、βクエンチ後の冷間圧延において圧下率を十分高
くすることができない。このように、従来法では燃料被
覆管内における稠密六方晶の（０００２）面の配向を圧
延方向に対する所定の角度以内に制御することができな
いという欠点を有していた。
この発明の目的は、ジルコニウム合金の稠密六方晶にお
ける（ＱＯＯ２）面を管の切口内で円周方向すなわち圧
延方向と実質的にほぼ平行に配向することにより、機械
的性質、特に延性が優れていると共に、耐食性も良好な
ジルコニウム合金からなる原子力燃料被覆管およびその
製造方法を提供することにある。
ける（ＱＯＯ２）面を管の切口内で円周方向すなわち圧
延方向と実質的にほぼ平行に配向することにより、機械
的性質、特に延性が優れていると共に、耐食性も良好な
ジルコニウム合金からなる原子力燃料被覆管およびその
製造方法を提供することにある。
この発明による原子力燃料被覆管は完全な再結晶組織を
有するジルコニウム合金からなるもので、下、残部Ｚｒ
および不可避的不純物からなる、さらに管の基地には、
成分組成のうちＦｅ、ＣｒあるいはＮ１のうち一種以上
の元素が重量比で合計０．１８％以上固溶し、且つ（０
００２）面が管の圧延方向すなわち長手方向にほぼ平行
に配向するように構成されている。
有するジルコニウム合金からなるもので、下、残部Ｚｒ
および不可避的不純物からなる、さらに管の基地には、
成分組成のうちＦｅ、ＣｒあるいはＮ１のうち一種以上
の元素が重量比で合計０．１８％以上固溶し、且つ（０
００２）面が管の圧延方向すなわち長手方向にほぼ平行
に配向するように構成されている。
さらに本発明は上記化学組成からなるジルコニウム合金
を熱間加工によシ素管にし、溶体化処理を施した後に冷
間圧延と焼なましとを交互に繰り返す原子力燃料被覆管
の製造方法において、冷間圧延における前記素管の始端
部には溶体化処理を施さないことを特徴とする原子力燃
料被覆管の製造方法をも提供している。
を熱間加工によシ素管にし、溶体化処理を施した後に冷
間圧延と焼なましとを交互に繰り返す原子力燃料被覆管
の製造方法において、冷間圧延における前記素管の始端
部には溶体化処理を施さないことを特徴とする原子力燃
料被覆管の製造方法をも提供している。
一ジルコニウム合金を上記の成分組成に限定した理由は
次の通シである。
次の通シである。
３ ｎ ； １．０〜２．０ ％、
Ｓｎは、ジルコニウム合金の水素脆化を抑制する添加元
素であり、ｓ’の含有量が１．０−未満では水素脆化を
抑制する効果が小さく、２．０％を越えると、水素脆化
を抑制する効果は飽和し、かえって機械的性質を劣化す
る。従ってＳｎの含有量は１．０〜２．０チの範囲に限
定した。
素であり、ｓ’の含有量が１．０−未満では水素脆化を
抑制する効果が小さく、２．０％を越えると、水素脆化
を抑制する効果は飽和し、かえって機械的性質を劣化す
る。従ってＳｎの含有量は１．０〜２．０チの範囲に限
定した。
Ｆｅ ｌ Ｏ，０７〜０．２４ ｓ、 Ｃｒ ｉ Ｏ，
０５〜０．１５チ、Ｎｉ；０．０８チ以下 Ｆｅ、ＣｒおよびＮｌはジルコニウム合金の基地に固溶
して耐食性を向上させる添加元素であろうＦｅ、Ｃｒあ
るいはＮｉのうち１種以上の合計固溶量が０．１８ ％
以下となると、その耐食性は著しく劣下する。Ｆｅ１Ｃ
ｒ６るいはＮｉが金属間化合物として析出すると、基地
の実質上の固溶量は漸次に減少する。そこで、Ｆｅ、Ｃ
ｒおよびＮｉのうち１種以上の合計固溶量が０，１８％
以上にするには、重量比でＦｅ ｉｏ、０７〜０．２４
％。
０５〜０．１５チ、Ｎｉ；０．０８チ以下 Ｆｅ、ＣｒおよびＮｌはジルコニウム合金の基地に固溶
して耐食性を向上させる添加元素であろうＦｅ、Ｃｒあ
るいはＮｉのうち１種以上の合計固溶量が０．１８ ％
以下となると、その耐食性は著しく劣下する。Ｆｅ１Ｃ
ｒ６るいはＮｉが金属間化合物として析出すると、基地
の実質上の固溶量は漸次に減少する。そこで、Ｆｅ、Ｃ
ｒおよびＮｉのうち１種以上の合計固溶量が０，１８％
以上にするには、重量比でＦｅ ｉｏ、０７〜０．２４
％。
Ｃｒ Ｈｏ、ｏｓ 〜０．１５％、Ｎｉ ；ｏ、ｏｓ％
以下を添加する必要がある。
以下を添加する必要がある。
なお、金属間化合物の析出は高温でかつ長時間焼なまし
を行うほど促進されるので、低温で短時間の焼なましほ
ど耐食性を向上させるのに有好である。
を行うほど促進されるので、低温で短時間の焼なましほ
ど耐食性を向上させるのに有好である。
さらに、この燃料被覆管における集合組織は、ジルコニ
ウム合金の稠密六方晶における（０００２）面が管の円
周方向すなわち圧延方向（長手方向）にほぼ平行に配向
されている。
ウム合金の稠密六方晶における（０００２）面が管の円
周方向すなわち圧延方向（長手方向）にほぼ平行に配向
されている。
この発明による燃料被覆管は以上のように構成してなる
もので、ジルコニウム基地にＦＣｌＣｒあるいはＮｉの
うち１種以上の合計固溶量を重量比でｏ、 ｉ ｓ ４
以上にすることによシ、その耐食性が保障されると共に
、（ｏｏ０２）面を管の圧延方向にほぼ平行に配向する
ことによシ管の円周方向の引張応力に対する脆性を改善
することができζ）。
もので、ジルコニウム基地にＦＣｌＣｒあるいはＮｉの
うち１種以上の合計固溶量を重量比でｏ、 ｉ ｓ ４
以上にすることによシ、その耐食性が保障されると共に
、（ｏｏ０２）面を管の圧延方向にほぼ平行に配向する
ことによシ管の円周方向の引張応力に対する脆性を改善
することができζ）。
次に、この発明による原子力燃料被覆管の製造法を説明
すると、第１図はこの発明の製造方法の一例を示す工程
ブロック図であって、上述した成分組成からなるジルコ
ニウム合金をα相領域で鍛造した後熱間押出法で素管を
製造し、この素管にβクエンチ処理を施した後、冷間圧
延焼もどしとを交互に繰り返して原子力燃料被覆管を製
造する工程を示す。
すると、第１図はこの発明の製造方法の一例を示す工程
ブロック図であって、上述した成分組成からなるジルコ
ニウム合金をα相領域で鍛造した後熱間押出法で素管を
製造し、この素管にβクエンチ処理を施した後、冷間圧
延焼もどしとを交互に繰り返して原子力燃料被覆管を製
造する工程を示す。
ジルコニウム合金たとえばジルカロイ−２あるいはジル
カロイ−４は、約８４０Ｃ以上の温度範囲に加熱される
とβ相が生成しはじめる。添加元素であるｐｅ、 Ｃｒ
、Ｎｌはこのβ相によく固溶する。β相はさらに高温に
加熱されるとその生成量を増す。７．ｒ （Ｃｒ、 Ｆ
ｅ）あるいはＺｒ２（Ｎｉ、Ｆｅ）などの形で析出して
いる金属間化合物はβ相マトリククス中に固溶し、その
析出量は減少する。約９６０Ｃ以上の温度ではすべてβ
相となシ、すべての析出物はマド＋）７クス中に固溶す
る。骨素にβクエンチを施すに際し、素管を９６０Ｃに
加熱した後、約ｘｏｏｃ／ｓ以上の冷却速度で室温まで
冷却すると、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｎｌの１部は金属間化合物と
して主に結晶粒界に析出するか大部分は固溶したままで
ある。このように素管にβクエンチを施した状態では、
微細な析出物が粒界に析出したマルテンサイトの焼入れ
組織となる。
カロイ−４は、約８４０Ｃ以上の温度範囲に加熱される
とβ相が生成しはじめる。添加元素であるｐｅ、 Ｃｒ
、Ｎｌはこのβ相によく固溶する。β相はさらに高温に
加熱されるとその生成量を増す。７．ｒ （Ｃｒ、 Ｆ
ｅ）あるいはＺｒ２（Ｎｉ、Ｆｅ）などの形で析出して
いる金属間化合物はβ相マトリククス中に固溶し、その
析出量は減少する。約９６０Ｃ以上の温度ではすべてβ
相となシ、すべての析出物はマド＋）７クス中に固溶す
る。骨素にβクエンチを施すに際し、素管を９６０Ｃに
加熱した後、約ｘｏｏｃ／ｓ以上の冷却速度で室温まで
冷却すると、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｎｌの１部は金属間化合物と
して主に結晶粒界に析出するか大部分は固溶したままで
ある。このように素管にβクエンチを施した状態では、
微細な析出物が粒界に析出したマルテンサイトの焼入れ
組織となる。
このような金属組織を有する管では、機械的性質特に延
性が低いため原子力燃料被覆管と（〜て適用することが
できない。そこで、延性の優れた管を製造するには、β
クエンチを施した素管に丙π高圧下率の冷間圧延と焼な
ましを施して再結晶組織にする必要がある。しかし、β
クエンチを施した素管は硬化してお・シ、ピルガ−ミル
等の製管機によシ高圧下率で冷間圧延することができな
い。
性が低いため原子力燃料被覆管と（〜て適用することが
できない。そこで、延性の優れた管を製造するには、β
クエンチを施した素管に丙π高圧下率の冷間圧延と焼な
ましを施して再結晶組織にする必要がある。しかし、β
クエンチを施した素管は硬化してお・シ、ピルガ−ミル
等の製管機によシ高圧下率で冷間圧延することができな
い。
そこで、この発明はβクエンチした素管を冷間圧延する
に際し、第２図に示すように矢印ａ方向に冷間圧延する
素管１の始端部２にβクエンチを施さない部分をもうけ
ることにより、高圧下率たとえば７０％以上で冷間圧延
することができるようにしたことを特徴としている。
に際し、第２図に示すように矢印ａ方向に冷間圧延する
素管１の始端部２にβクエンチを施さない部分をもうけ
ることにより、高圧下率たとえば７０％以上で冷間圧延
することができるようにしたことを特徴としている。
このようにβフランチを施した後、この素管を７０％以
上の圧下率で冷間圧延すれば、管の集合組織は著しく改
善される。原子炉内で長期間の使用に耐えうる原子力燃
料被覆管を製造するには、βクエンチ後、前述したよう
な高い圧下率の冷間圧延と焼なましを交互に２回以上繰
り返し、焼入れ組織が残存しない再結晶組織にすること
が重要である。特に最初の冷間圧延では圧下率を７０チ
以上にすることが好ましい。
上の圧下率で冷間圧延すれば、管の集合組織は著しく改
善される。原子炉内で長期間の使用に耐えうる原子力燃
料被覆管を製造するには、βクエンチ後、前述したよう
な高い圧下率の冷間圧延と焼なましを交互に２回以上繰
り返し、焼入れ組織が残存しない再結晶組織にすること
が重要である。特に最初の冷間圧延では圧下率を７０チ
以上にすることが好ましい。
また、溶体化処理に際してはあまり高温に加熱しすぎる
と、結晶粒が粗大化し冷間圧延の際に割れが発生するお
それがある。本発明法では溶体化温度を９６０Ｃ以下に
おさえることが望ましい。
と、結晶粒が粗大化し冷間圧延の際に割れが発生するお
それがある。本発明法では溶体化温度を９６０Ｃ以下に
おさえることが望ましい。
以下、この発明の詳細な説明する。
実施例１
７、ｒ合金をα鍛造−熱間押出して外径６３．５ｍ、肉
厚１０．９ｍｍの素管を製造した後、βクエンチを施し
てた。
厚１０．９ｍｍの素管を製造した後、βクエンチを施し
てた。
βクエンチは高周波誘導加熱と水冷却により溶体化温度
を８８０Ｃから１０２５ｔｌ：’まで変化させて行った
。βクエンチを施す際には、素管を高周波誘導コイル内
で移動させることにより、誘導加熱と水冷却とを連続的
に施こした。
を８８０Ｃから１０２５ｔｌ：’まで変化させて行った
。βクエンチを施す際には、素管を高周波誘導コイル内
で移動させることにより、誘導加熱と水冷却とを連続的
に施こした。
また、素管の始端部における長さ１５０ｆｉ部分の加熱
温度が８００Ｃ以下になるように高周波発振出力を制御
した素管と、管全長にわたってβクエンチを施した素管
との２種類を準備してピルガ−ミルによシ冷間圧延を行
った。
温度が８００Ｃ以下になるように高周波発振出力を制御
した素管と、管全長にわたってβクエンチを施した素管
との２種類を準備してピルガ−ミルによシ冷間圧延を行
った。
の
このとき、βクエンチを施さない部分４ビツ力−ス硬度
は１６０ Ｉ−（ｖ ′ｃあシ、βクエンチ部の硬度は
１８０〜２００ Ｈｖであった。
は１６０ Ｉ−（ｖ ′ｃあシ、βクエンチ部の硬度は
１８０〜２００ Ｈｖであった。
このように得た２種類の素管をピルガ−ミルで冷間圧延
して、βクエンチの加熱温度と割れ発生限界加工度を５
１５べた。
して、βクエンチの加熱温度と割れ発生限界加工度を５
１５べた。
その結果は第３図に示す通シである。
第３図から明らかなように、素管の始端部にβクエンチ
を施さない部分を設けた本発明法は管全長にβクエンチ
を施す従来法に比して割れ発生限界加工度が約１０チ高
くなることがわかった。なお、溶体化温度が９６０Ｃ以
上になると、割れ発生限界加工度は著しく低下すること
が判明した。
を施さない部分を設けた本発明法は管全長にβクエンチ
を施す従来法に比して割れ発生限界加工度が約１０チ高
くなることがわかった。なお、溶体化温度が９６０Ｃ以
上になると、割れ発生限界加工度は著しく低下すること
が判明した。
従って、本発明では溶体化温度を９６０ｃ以下にするこ
とが必要であることがわかった。
とが必要であることがわかった。
実施例２
実施例１で述べたβクエンチを施した素管を７０％以上
の冷間圧延と６００ｃＸ２ｈｒの中間焼なましとを交互
に２回繰り返し、さらに６８％の冷間圧延と５７７ＣＸ
２ｈｒの最終暁なましを施した。このようにしてえた管
をＡ管と記す。一方、βクエンチを施した素管について
、１回目の冷間圧延を圧下率６０チとし、２回目および
３回目の冷間圧延を圧下率７０％以上として中間焼なま
しの温度をＡ’Ｗと同一の売件で管を製作し、この管を
Ｂ管とした。
の冷間圧延と６００ｃＸ２ｈｒの中間焼なましとを交互
に２回繰り返し、さらに６８％の冷間圧延と５７７ＣＸ
２ｈｒの最終暁なましを施した。このようにしてえた管
をＡ管と記す。一方、βクエンチを施した素管について
、１回目の冷間圧延を圧下率６０チとし、２回目および
３回目の冷間圧延を圧下率７０％以上として中間焼なま
しの温度をＡ’Ｗと同一の売件で管を製作し、この管を
Ｂ管とした。
このようにしてえたＡ管、Ｂ管については、圧延方向に
平行に試料を取採して、その試料内の（０００２）面の
優先方向およびその存在密度の分布をステレオ投影法に
よって調べた。
平行に試料を取採して、その試料内の（０００２）面の
優先方向およびその存在密度の分布をステレオ投影法に
よって調べた。
第４図（ａ）（ｂ）は本発明品（Ａ管）と従来品（Ｂ管
）の（０００２）面の極点図を示す。図中における斜線
部３は稠密六方晶の（０００２）面３の優先方位および
その存在密度の分布を示しており、Ａ管は管長手方向に
対して１０〜２０度の範囲にほとんどの（０００２）面
３が配向されている。一方Ｂ管においては管長手方向に
対して２０〜３０度の範囲でほとんどの（０００２）面
３が配向されていることがわかった。
）の（０００２）面の極点図を示す。図中における斜線
部３は稠密六方晶の（０００２）面３の優先方位および
その存在密度の分布を示しており、Ａ管は管長手方向に
対して１０〜２０度の範囲にほとんどの（０００２）面
３が配向されている。一方Ｂ管においては管長手方向に
対して２０〜３０度の範囲でほとんどの（０００２）面
３が配向されていることがわかった。
実施例３
βクエンチを施さない素管を用いて、実施例２に示した
Ａ管と同様は冷間圧延と中間焼なましおよび最終焼なま
しを施してＣ管を製作した。
Ａ管と同様は冷間圧延と中間焼なましおよび最終焼なま
しを施してＣ管を製作した。
Ａ管およびＣ管から長さ５０ｍｍの試験片を切シ出し、
圧力１０５ Ｋｙ ｆ ／ｃｍ２．温度５００ｃの高渦
高圧水蒸気中に５０時間保持して腐食試験を行った。そ
の結果、Ａ管は表面に黒色の酸化被覆が均一に生成する
のみで、異常腐食は認められなかった、一方、Ｃ管にお
いては、ノジュラ腐食と呼ばれる白色の丘疹状の異常腐
食が発生し、耐食性が悪いことがわかった。
圧力１０５ Ｋｙ ｆ ／ｃｍ２．温度５００ｃの高渦
高圧水蒸気中に５０時間保持して腐食試験を行った。そ
の結果、Ａ管は表面に黒色の酸化被覆が均一に生成する
のみで、異常腐食は認められなかった、一方、Ｃ管にお
いては、ノジュラ腐食と呼ばれる白色の丘疹状の異常腐
食が発生し、耐食性が悪いことがわかった。
なお、Ｃ管におけるＦｅ、Ｃｒ、Ｎｌの固溶量は約０．
１５％と低いのに対して、Ａ管では約０，２０チと高か
った。
１５％と低いのに対して、Ａ管では約０，２０チと高か
った。
実施例４
素管をβクエンチし／ヒ後、１回の冷間圧延と焼なまし
く温度Ｈ６００Ｃ）を施したＤ管と、素管をβクエンチ
した後、冷間圧延と焼なましく温度１６００Ｇ）を交互
に２回繰り返したＦ管とを作製し、金属組織検査を行っ
た。
く温度Ｈ６００Ｃ）を施したＤ管と、素管をβクエンチ
した後、冷間圧延と焼なましく温度１６００Ｇ）を交互
に２回繰り返したＦ管とを作製し、金属組織検査を行っ
た。
第５図（ａ）（ｂ）はＤ管およびＦ管の金属組織検査の
結果を示す組織写真図でちって、Ｄ管では針状の焼入れ
組織が残存していたが、Ｆ管では焼入れ組織の残存は認
められなかった。′また、Ｆ管では引張強さが５７Ｋｇ
ｆ／咽２、−伸びが３５チ（標点距離５０■）であり、
燃料被覆管として充分な機械的性質を有しているが、Ｄ
管では引張強さが６２ＫｐｆＺ關２、伸び２６％であ＃
）延性が著しく低い。このことから、原子力燃料被覆管
として映用にｉｔｌえるためにはβクエンチを施した後
２回以上の冷間圧延と焼なましを繰υ返えす必要がある
ことがわかった。
結果を示す組織写真図でちって、Ｄ管では針状の焼入れ
組織が残存していたが、Ｆ管では焼入れ組織の残存は認
められなかった。′また、Ｆ管では引張強さが５７Ｋｇ
ｆ／咽２、−伸びが３５チ（標点距離５０■）であり、
燃料被覆管として充分な機械的性質を有しているが、Ｄ
管では引張強さが６２ＫｐｆＺ關２、伸び２６％であ＃
）延性が著しく低い。このことから、原子力燃料被覆管
として映用にｉｔｌえるためにはβクエンチを施した後
２回以上の冷間圧延と焼なましを繰υ返えす必要がある
ことがわかった。
実施例６
第６図はＡ管の最終位なまし温度と機械的性質との関係
を示し、最終位なまし温度が５４０Ｃ以上では樽結晶し
、坤びが３０チ以上に回復することがわかる。
を示し、最終位なまし温度が５４０Ｃ以上では樽結晶し
、坤びが３０チ以上に回復することがわかる。
以上の説明から明らかなように、この発明によれば、ジ
ルコニウムの稠密六方晶におりる（０００２）面を管の
圧延方向すなわち長手方向にほぼ平行に配向することに
より、円周方向の引張応力に対し優れた機械的性質特に
延性および耐食性を有するジルコニウム合金製の原子力
燃料被覆管を提供できると共に、素管にβクエンチを施
すに際しその圧延始端部に溶体化処理を施さない部分を
残すことによシ、冷間圧延と焼もどしの際の圧延圧下率
を７０チ以上に高め、機械的性質特に延性の優れた前記
原子力燃料被覆管を製造することができるという顕著な
効果を有する。
ルコニウムの稠密六方晶におりる（０００２）面を管の
圧延方向すなわち長手方向にほぼ平行に配向することに
より、円周方向の引張応力に対し優れた機械的性質特に
延性および耐食性を有するジルコニウム合金製の原子力
燃料被覆管を提供できると共に、素管にβクエンチを施
すに際しその圧延始端部に溶体化処理を施さない部分を
残すことによシ、冷間圧延と焼もどしの際の圧延圧下率
を７０チ以上に高め、機械的性質特に延性の優れた前記
原子力燃料被覆管を製造することができるという顕著な
効果を有する。
第１図はこの発明の原子力燃料被覆管の製造方法の一例
を示す工程ブロック図、ｆｊ４４Ｊ２図は圧延始端部に
βクエンチを施さないジルコニウム合金製素管を示す斜
視図、第３図は溶体化温度と割れ発生限界加工度との関
係を示す線図、８１Ｅ４図（ａ）（ｂ）は原子力燃料被
覆管における（０００２）面の極点図、第５図（ａ）（
ｂ）は原子力燃料被覆管の金属組織を示す顕微鏡写真図
、第６図は最終位なまし温度と原子力燃料被覆管の引張
強さとの関係を示すグラフである。 １・・・素管、２・・・圧延始端部、３・・・（０００
２）面。 代理人 弁理士 鵜沼辰之 茅 １ 目 茅 ２ ロ ー／ ２ α 茅３局 Ｈｓｏ ｆθＯタ、ｆ０ ／ρρθ ＠４岑ｉＬａみ度 （ゝＣ） 茅 ４ じ） Ｆ遼８方如 ハ皆 Ｃｂ） 圧止午方旬 ３ １ ＄５ （α） ｃｂ） 第１頁の続き
を示す工程ブロック図、ｆｊ４４Ｊ２図は圧延始端部に
βクエンチを施さないジルコニウム合金製素管を示す斜
視図、第３図は溶体化温度と割れ発生限界加工度との関
係を示す線図、８１Ｅ４図（ａ）（ｂ）は原子力燃料被
覆管における（０００２）面の極点図、第５図（ａ）（
ｂ）は原子力燃料被覆管の金属組織を示す顕微鏡写真図
、第６図は最終位なまし温度と原子力燃料被覆管の引張
強さとの関係を示すグラフである。 １・・・素管、２・・・圧延始端部、３・・・（０００
２）面。 代理人 弁理士 鵜沼辰之 茅 １ 目 茅 ２ ロ ー／ ２ α 茅３局 Ｈｓｏ ｆθＯタ、ｆ０ ／ρρθ ＠４岑ｉＬａみ度 （ゝＣ） 茅 ４ じ） Ｆ遼８方如 ハ皆 Ｃｂ） 圧止午方旬 ３ １ ＄５ （α） ｃｂ） 第１頁の続き
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、冷間圧延と焼なましとを繰シ返した完全な再結晶組
織を有するジルコニウム合金からなる原子力燃料被覆管
において、Ｆｅ、ＣｒまたはＮｉのうち１種以上の元素
を重量比で合計０．１８％以上固溶し、（０００２）面
を管の圧延方向にほぼ平行に配向せしめたことを特徴と
する原子力燃料被覆管。 以下、残部Ｚｒおよび不可避的不純物からなる特許請求
の範囲第１項記載の原子力燃料被覆管。 ３、熱間加工でジルコニウム合金の素管を造管し、溶体
化処理を施した後に冷間圧延と焼なましとを交互に繰シ
返す原子力燃料被覆管の製造方法において、冷間圧延に
おける前記素管の始端部には溶体化処理を施さないこと
を特徴とする原子力燃料被覆管の製造方法。 ４、最初の冷間圧延は圧下率で７０チ以上でおる特許請
求の範囲第３項記載の原子力燃料被覆管の製造方法。 ５、溶体化温度が９６０Ｃ以下である特許請求の範囲第
３項および第４項記載の原子力燃料被覆管の製造方法。 ６、冷間圧延と焼なましとの繰返し回数が２回以上であ
る特許請求の範囲第３項、第４項および第５項の原子力
燃料被覆管の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58175957A JPS6067648A (ja) | 1983-09-22 | 1983-09-22 | 原子力燃料被覆管の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58175957A JPS6067648A (ja) | 1983-09-22 | 1983-09-22 | 原子力燃料被覆管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6067648A true JPS6067648A (ja) | 1985-04-18 |
| JPH0421746B2 JPH0421746B2 (ja) | 1992-04-13 |
Family
ID=16005208
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58175957A Granted JPS6067648A (ja) | 1983-09-22 | 1983-09-22 | 原子力燃料被覆管の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6067648A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6299432A (ja) * | 1985-10-22 | 1987-05-08 | ウエスチングハウス エレクトリック コ−ポレ−ション | 単一ジルコニウム基合金からなる燃料被覆管 |
| JPS62228442A (ja) * | 1985-12-09 | 1987-10-07 | Hitachi Ltd | 高耐食低水素吸収性ジルコニウム基合金及びその製造法 |
| JPH06317687A (ja) * | 1985-12-09 | 1994-11-15 | Hitachi Ltd | 高耐食原子燃料用被覆管、スペーサ及びチャンネルボックスとその燃料集合体並びにその製造法 |
| JPH0849030A (ja) * | 1985-12-09 | 1996-02-20 | Hitachi Ltd | 高耐食低水素吸収性ジルコニウム基合金及びその製造法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS54144594A (en) * | 1978-04-29 | 1979-11-10 | Toshiba Corp | Atomic fuel covered pipe and its preparation |
-
1983
- 1983-09-22 JP JP58175957A patent/JPS6067648A/ja active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS54144594A (en) * | 1978-04-29 | 1979-11-10 | Toshiba Corp | Atomic fuel covered pipe and its preparation |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6299432A (ja) * | 1985-10-22 | 1987-05-08 | ウエスチングハウス エレクトリック コ−ポレ−ション | 単一ジルコニウム基合金からなる燃料被覆管 |
| JPS62228442A (ja) * | 1985-12-09 | 1987-10-07 | Hitachi Ltd | 高耐食低水素吸収性ジルコニウム基合金及びその製造法 |
| JPH06317687A (ja) * | 1985-12-09 | 1994-11-15 | Hitachi Ltd | 高耐食原子燃料用被覆管、スペーサ及びチャンネルボックスとその燃料集合体並びにその製造法 |
| JPH0849030A (ja) * | 1985-12-09 | 1996-02-20 | Hitachi Ltd | 高耐食低水素吸収性ジルコニウム基合金及びその製造法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0421746B2 (ja) | 1992-04-13 |
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