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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- pipe
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E30/00—Energy generation of nuclear origin
- 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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