JPS63210694A - Fuel aggregate for nuclear reactor - Google Patents

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。(57) [Summary] This bulletin contains application data before electronic filing, so abstract data is not recorded.

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、原子炉用燃料集合体に係り、特に複数本の燃
料棒をスペーサで間を仕切って筒内に収納してなる構造
を有する原子炉用燃料集合体に関する。[Detailed Description of the Invention] [Industrial Application Field] The present invention relates to a fuel assembly for a nuclear reactor, and particularly has a structure in which a plurality of fuel rods are separated by spacers and housed in a cylinder. Regarding fuel assemblies for nuclear reactors.

〔従来の技術〕[Conventional technology]

沸騰水型原子炉（ＢＷＲ）及び加圧木型原子炉（ＰＷＲ
）の物品材料としてニオブ０．５〜５重量％程度含有し
、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム−ニオブ合
金があり、特開昭４７−４２２２０号公報に記載されて
いる。該公開特許公報には、ジルコニウム−ニオブ合金
の溶接部は高温高圧水の環境下で腐食されて白色の酸化
物被膜が形成され迅速腐食性となること、溶接後に４５
０乃至６５０℃で熱処理することにより黒色酸化物被膜
となり耐食性となることが開示されている。Boiling water reactor (BWR) and pressurized wood reactor (PWR)
) is a zirconium-niobium alloy containing about 0.5 to 5% by weight of niobium, with the remainder being zirconium, and is described in Japanese Patent Laid-Open No. 47-42220. The publication states that the welded part of the zirconium-niobium alloy corrodes in a high-temperature, high-pressure water environment, forming a white oxide film and becoming rapidly corrosive, and that after welding, 45
It is disclosed that heat treatment at 0 to 650° C. forms a black oxide film and provides corrosion resistance.

一方、ニオブを２．５重量％含むジルコニウム−ニオブ
合金を溶接後、熱処理したものは、高温高圧水の環境下
で白色腐食を生じるという報告もあり、下記の文献に記
載されている。On the other hand, there is also a report that a zirconium-niobium alloy containing 2.5% by weight of niobium that is heat-treated after welding causes white corrosion in a high-temperature, high-pressure water environment, as described in the following literature.

プロシーディンゲス　オン・ジ・インターナショナルシ
ンポジウム　オン　エンバアイロンメンタル　デグラデ
ーション　オン　マテリアルズイン　ニュクリア　パワ
ーシステムズ　ウォーター　リアクターズ、マートルビ
ーチ、サウスカロライナ　１９８３年８月２２−２５日 （Ｐｒｏｃｅｓｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒ
ｎａｔｉｏｎａｌ　Ｓｙｍｐｏｓｉｕｎ＋ｏｎ　Ｅｎｖ
ｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ　Ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ　ｏｆ
　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　１ｎＮｕｃｌｅａｒ　Ｐｏｗｅ
ｒ　Ｓｙｓｔｅｍｓ　−Ｗａｔｅｒ　Ｒｅａｃｔｏｒｓ
。Proceedings of the International Symposium on Environmental Degradation, Nuclear Power Systems Water Reactors, Myrtle Beach, South Carolina, August 22-25, 1983.
National Symposium+on Env
ironmental degradation of
Materials 1nNuclear Power
r Systems -Water Reactors
.

Ｍｙｒｔｌｓ　Ｂｓａｃｈ、５ｏｕｔｈ　Ｃｏｒｏｌｉ
ｎａ　　Ａｕｇｓｔ　　２２−２５　。Myrtls Bsach, 5outh Coroli
na August 22-25.

１９８３）第２７４〜２９４頁 〔発明が解決しようとする問題点〕 上記二つの従来技術は、ジルコニウム−ニオブ合金の溶
接部及び熱影響部に生じる白色腐食すなわち白色酸化物
被膜の生成防止に対する熱処理の効果について、全く正
反対のことを述べている。1983) pp. 274-294 [Problems to be Solved by the Invention] The above two prior art techniques are based on heat treatment to prevent white corrosion, that is, the formation of a white oxide film, that occurs in the welded zone and heat-affected zone of zirconium-niobium alloy. They say exactly the opposite effect.

溶接部及び熱影響部の白色腐食の防止対策については、
有効な手段が確立されていないのが実情である。For measures to prevent white corrosion in welds and heat-affected zones, see
The reality is that no effective means have been established.

本発明の目的は、溶接部及び熱影響部が高温高圧水によ
って白色腐食を生じにくいようにした原子炉用燃料集合
体を提供するにある。An object of the present invention is to provide a fuel assembly for a nuclear reactor in which welded parts and heat-affected zones are less susceptible to white corrosion caused by high-temperature, high-pressure water.

〔問題点を解決するための手段〕[Means for solving problems]

本発明は、ＩＭ子炉用燃料集合体において、溶接構造と
なる筒及びスペーサの一方又は両方を、ニオブ（Ｎｂ）
０．５〜２．２重量％と錫（Ｓｎ）０．５〜１．５重量
％をＳｎ≧２＋Ｎｂ重量％−３，０の関係を満足するよ
うに含み、残部がジルコニウム（Ｚｒ）よりなるジルコ
ニウム−ニオブ−錫合金によって構成し、且つ溶接部及
び溶接熱影響部を平衡相のみからなる結晶組織、或は平
衡相を面積率で８５％以上含み残部が非平衡相よりなる
結晶組織のいずれかとし、非溶接部を平衡相組織とした
こにある。In the present invention, in a fuel assembly for an IM child reactor, one or both of the cylinder and the spacer, which have a welded structure, are made of niobium (Nb).
Contains 0.5 to 2.2% by weight and 0.5 to 1.5% by weight of tin (Sn) so as to satisfy the relationship of Sn ≧ 2 + Nb weight % - 3.0, and the remainder consists of zirconium (Zr). A crystal structure composed of a zirconium-niobium-tin alloy, and in which the weld zone and weld heat-affected zone are composed of only an equilibrium phase, or a crystal structure that contains an area ratio of 85% or more of an equilibrium phase and the remainder consists of a non-equilibrium phase. The reason is that the non-welded part has an equilibrium phase structure.

更に本発明は、溶接構造よりなる筒及びスペーサの一方
又は両方を、Ｎ　ｂ　Ｏ，５〜２．２重量％とＳｎ０．
５〜１．５重景％重量モリブデン（Ｍｏ）０．１〜０．
８重量％をＳｎ≧２ＸＮｂ重量％−３，０の関係を満足
するように含み、残部がＺｒよりなるジルコニウム−ニ
オブ−錫−モリブデン合金によって構成し、且つ溶接部
及び溶接熱影響を平衡相のみからなる結晶組織、或は平
衡相を面積率で８５％以上含み残部が非平衡相よりなる
結晶組織のいずれかとし、非溶接部を平衡相組織とした
ことにある。Further, in the present invention, one or both of the cylinder and the spacer having a welded structure are made of NbO, 5 to 2.2% by weight, and Sn0.
5-1.5 weight% weight molybdenum (Mo) 0.1-0.
Constructed of a zirconium-niobium-tin-molybdenum alloy containing 8% by weight of Sn≧2XNb so as to satisfy the relationship of 2XNb% by weight - 3.0, and the remainder being Zr, and the weld zone and welding heat influence are limited to the equilibrium phase. or a crystal structure containing 85% or more of the area ratio of the equilibrium phase and the remainder consisting of the non-equilibrium phase, and the non-welded part is made into the equilibrium phase structure.

Ｍｏ重量％とＮｂ重量％との合計量は、１．５重量％と
することが好ましく、これにより引張強さ７０ｋｇ／ｍ
ｍ”を確保でき、筒或はスペーサを薄肉にして燃料集合
体を軽量化することができる。The total amount of Mo weight % and Nb weight % is preferably 1.5 weight %, so that the tensile strength is 70 kg/m
m'' can be ensured, and the cylinder or spacer can be made thinner to reduce the weight of the fuel assembly.

〔作用〕[Effect]

本発明は、ジルコニウムーニオブニ元合金よりなる原子
炉用物品の溶接部及び溶接熱影響部に白色腐食が生じる
のは、結晶組織中に非平衡相が現れるためであることを
究明したことに基づいている。The present invention has been made based on the findings that white corrosion occurs in welded parts and weld heat-affected zones of nuclear reactor articles made of a zirconium niobium alloy based on the fact that a non-equilibrium phase appears in the crystal structure. Based on.

シルコニウムーニオブニ元合金の平衡状態図における平
衡相は、Ｎｂを約１重量％前後固溶した六方晶α相Ｚｒ
と、Ｚｒを１５重量％（以下。The equilibrium phase in the equilibrium phase diagram of the silconium niobium alloy is a hexagonal α phase Zr containing about 1% by weight of Nb as a solid solution.
and 15% by weight of Zr (below).

ｗｔ％とも言う）以下固溶したβ相Ｎｂである。ニオブ
量を増減することによって、これらの平衡相が単独で存
在したり或は混在するようになる。(also referred to as wt%) is β-phase Nb in solid solution. By increasing or decreasing the amount of niobium, these equilibrium phases can exist alone or in a mixture.

ところが、これらの平衡相Ｍｉ織を有するジルコニウム
ーニオブニ元合金を溶接すると、溶接後の冷却過程で平
衡状層図には現れない非平衡相が発生する。この非平衡
相は針状に生成しており、その量は、面積率で５０％を
はるかに超えるほどである。However, when welding a zirconium niobium elemental alloy having these equilibrium phase Mi textures, a non-equilibrium phase that does not appear in the equilibrium layer diagram is generated during the cooling process after welding. This non-equilibrium phase is formed in the form of needles, and its amount far exceeds 50% in terms of area ratio.

本発明者は、高温高圧水の環境下において針状の非平衡
相が白色腐食を生じ、ここを起点として白色腐食が進展
することを確認した。The present inventor has confirmed that the needle-shaped non-equilibrium phase causes white corrosion in a high-temperature, high-pressure water environment, and that the white corrosion progresses from this point as a starting point.

以上のことから、本発明は、溶接によって溶接部及び熱
影響部に生じた非平衡相を消失させるか或は非平衡相の
割合を非常に少なくし、白色腐食を生じに＜＜シたもの
である。Based on the above, the present invention eliminates the non-equilibrium phase generated in the weld zone and the heat-affected zone by welding, or extremely reduces the proportion of the non-equilibrium phase, thereby preventing the occurrence of white corrosion. It is.

溶接部および溶接熱影響部を、平衡相のみの組織或は非
平衡相をわずかに含み、大部分が平衡相からなる実質的
に平衡相組織とすることによって、高温高圧水の環境下
での腐食に対して高い抵抗力を与えることができ、白色
腐食を防止或は著しく軽減することができる。By making the weld zone and the weld heat-affected zone a substantially equilibrium phase structure consisting of only an equilibrium phase or a small amount of non-equilibrium phase and mostly consisting of an equilibrium phase, it is possible to It can provide high resistance to corrosion and can prevent or significantly reduce white corrosion.

溶接部及び溶接熱影響に混在させうる非平衡相の割合は
、面積率で１５％以下にすべきであり、少なければ少な
いほどよい、非平衡相の面積率が１５％以下であれば、
白色腐食は生じないか或はたとえ生じたとしても実用上
問題とならないことを確認した。The proportion of the non-equilibrium phase that can be mixed in the weld zone and the welding heat effect should be 15% or less in terms of area ratio, and the smaller the better.If the area ratio of the nonequilibrium phase is 15% or less,
It was confirmed that white corrosion does not occur, or even if it does occur, it does not pose a practical problem.

非平衡相は、Ｎｂを過飽和に固溶したβ相Ｚｒ。The non-equilibrium phase is a β-phase Zr in which Nb is supersaturated as a solid solution.

ω相Ｚｒ及びα′相と呼ばれるマルテンサイト相からな
る複雑な組織であり、針状に現れる。ジルコニウムーニ
オブ二元合金中にＳｎ或はＳｎとＭｏを含有した三元合
金或は四元合金とし且つＳｎ量、Ｍｏ量を適切な範囲と
したものは、溶接後に熱処理を施すことによって非平衡
相を消失或はきわめて少なくでき、面積率で１５％以下
に制御できることを確認した。熱処理としては、時効処
理を施すことが好ましい。It has a complex structure consisting of an ω-phase Zr and a martensitic phase called an α' phase, and appears in a needle shape. A ternary or quaternary alloy containing Sn or Sn and Mo in a binary zirconium niobium alloy, with the amount of Sn and Mo in an appropriate range, can be made non-equilibrium by heat treatment after welding. It was confirmed that the phase could be eliminated or extremely reduced, and that the area ratio could be controlled to 15% or less. As the heat treatment, it is preferable to perform an aging treatment.

本発明は、溶接部及び溶接熱影響部を平衡相のみの組織
すなわち全平衡組織とするか或は平衡相を面積率で８５
％以上含み、残りの１５％以下が非平衡相よりなる組織
とすることにある。平衡相を８５％以上含み、非平衡相
が１５％以下混在する組織を総称して実質的に平衡相組
織と表現する。In the present invention, the weld zone and the weld heat-affected zone have a structure consisting only of the equilibrium phase, that is, a completely equilibrium structure, or the area ratio of the equilibrium phase is 85.
% or more, and the remaining 15% or less consists of a non-equilibrium phase. A structure containing 85% or more of an equilibrium phase and 15% or less of a non-equilibrium phase is collectively referred to as a substantially equilibrium phase structure.

本発明において、溶接の影響を受けない非溶接部は、平
衡相のみの組織を有し、溶接後の時効処理によって粒状
の平衡相よりなる再結晶組織となる。In the present invention, the non-welded part which is not affected by welding has a structure consisting only of equilibrium phases, and becomes a recrystallized structure consisting of granular equilibrium phases by aging treatment after welding.

（原子炉用燃料集合体の構成） ＢＷＲ燃料集合体は第１２図の断面概略図で示すように
多数の燃料棒１とそれらを相互に所定の間隔で保持する
スペーサ２．更にそれらを収納する角筒のチャンネルボ
ックス３．燃料被覆管内に燃料ペレットが入った燃料棒
１の両端を保持する上部タイプレート４及び下部タイプ
レート５、並びに全体を搬送するためのハンドルから構
成される。(Configuration of a fuel assembly for a nuclear reactor) As shown in the cross-sectional schematic diagram of FIG. 12, a BWR fuel assembly consists of a large number of fuel rods 1 and spacers 2. Furthermore, a rectangular channel box to store them 3. It is composed of an upper tie plate 4 and a lower tie plate 5 that hold both ends of a fuel rod 1 containing fuel pellets in a fuel cladding tube, and a handle for transporting the whole.

またこれら燃料集合体の製造に際しては複雑な製造工程
を経ており、各構造共に溶接で組立てられる。Furthermore, these fuel assemblies are manufactured through a complicated manufacturing process, and each structure is assembled by welding.

スペーサは、第１３図に平面図で示すような格子状の枠
体であり、スペーサバー６とスペーサ板ばね７とよりな
り、燃料棒ｌはスペーサの各格子の中に挿入される。か
かるスペーサは、ＢＷＲ燃料集合体では長手方向に沿っ
て７個所設けられ。The spacer is a lattice-shaped frame as shown in plan view in FIG. 13, and is made up of a spacer bar 6 and a spacer leaf spring 7, and the fuel rods 1 are inserted into each lattice of the spacer. Such spacers are provided at seven locations along the longitudinal direction in the BWR fuel assembly.

多数の燃料棒を所定の間隔に保ち、かつ固定しており、
燃料棒１の横振動、長手方向の曲がりなどを防止してい
る。第１４図はスペーサの側面図を示しており、燃料棒
１の燃料被覆管１ａはスペーサバー６をスペーサ板ばね
７によって固定される。A large number of fuel rods are kept at predetermined intervals and fixed.
This prevents lateral vibration and longitudinal bending of the fuel rod 1. FIG. 14 shows a side view of the spacer, in which the fuel cladding tube 1a of the fuel rod 1 is fixed to the spacer bar 6 by a spacer leaf spring 7.

なおスペーサは燃料棒からの応力が負荷された状態で使
用される。また同部材は炉水に接する。符号８は溶接部
を示している。Note that the spacer is used under stress from the fuel rods. The same member also comes into contact with reactor water. Reference numeral 8 indicates a welded portion.

燃料チャンネルボックス３はスペーサで束ねられた燃料
棒を内部に収納する角筒体であり、第１２図において上
部タイプレート４と下部タイプレート５で燃料棒を固定
し、その上からかぶせるようにチャンネルボックス３が
挿入される。第６図にチャンネルボックスを拡大した斜
視図を示すが、２分割した板加工材を溶接部８で接合し
た角筒形状を呈する。当部材はプラント運転時に燃料棒
で発生した高温水及び蒸気を強制的に上部へ導く働きを
させるものであり、負荷の外側に応力が常時負荷される
状態で長期間使用される。The fuel channel box 3 is a rectangular cylindrical body that houses fuel rods bound together with spacers. In FIG. Box 3 is inserted. FIG. 6 shows an enlarged perspective view of the channel box, which has a rectangular cylindrical shape made by joining two divided plates at a welding part 8. This member has the function of forcibly guiding high-temperature water and steam generated in the fuel rods during plant operation to the top, and is used for a long period of time under a condition where stress is constantly applied to the outside of the load.

高温高圧水は、ＢＷＲの場合、たとえば２８８℃、８５
ｋｇ／ｃｄにもなる。加圧水型原子炉（ＰＶＲ）の場合
は、これよりも更に高温高圧となる。In the case of BWR, high-temperature, high-pressure water is, for example, 288°C and 85°C.
It can also be kg/cd. In the case of a pressurized water reactor (PVR), the temperature and pressure are even higher than this.

従って、燃料集合体を構成する燃料被覆管、スペーサ並
びにチャンネルボックス用材料にはこれらの高温高圧水
の環境下で耐食性及び耐水素脆性を有することが要求さ
れる。又、引張強さが大きいことも必要である。Therefore, materials for fuel cladding, spacers, and channel boxes that constitute fuel assemblies are required to have corrosion resistance and hydrogen embrittlement resistance in these high-temperature, high-pressure water environments. It is also necessary that the tensile strength is high.

ジルコニウム基合金は、一般に耐食性が高く、中性子吸
収断面積が小さい、これら特性は原子炉用燃料集合体用
材料として適しており、燃料集合体を構成する燃料被覆
管、チャンネルボックス。Zirconium-based alloys generally have high corrosion resistance and a small neutron absorption cross section, and these characteristics make them suitable as materials for fuel assemblies for nuclear reactors, as well as the fuel cladding tubes and channel boxes that make up the fuel assemblies.

スペーサ等に使用されている。これらの用途に使用され
るジルコニウム基合金としては、シルカミイー２　（Ｓ
ｎ１．２〜１．７ｗｔ％、Ｆｅ０．０７〜０．２ｗｔ％
、Ｃｒ　Ｏ，０５〜０．１５ｖｔ％、ＮｉＯ，０３〜０
．０８ｗｔ％、残Ｚｒ）、ジルカロイ−４（Ｓｎ１．２
〜１．７ｗｔ％、Ｆｅ０．１８〜０．２４ｗｔ％、Ｃｒ
　Ｏ，０５〜０．１５ｗｔ％、残Ｚｒ）、Ｚｒ−１ｗｔ
％Ｎｂ　　合金、Ｚｒ−２，５ｗｔ％Ｎｂ合金、Ｚｒ　
　３．５ｖｔ％５ｎ−０．８ｖｔ％Ｎｂ−０．８ｗｔ％
Ｍｏ合金（Ｅｘｃｅ１合金）、ＺｒＺｒ−１ｗｔ５ｎ−
１％Ｎｂ−０，５ｗｔ％Ｆ８合金Ｚｒ−Ｎ　ｂ’（０，
５〜５　、　Ｏｗｔ％）−８ｎ　　（０〜３．０ｗｔ％
）−Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔａ、Ｐｄ、Ｍｏ、Ｗのいずれ
か１種（〜２すｔ％）合金等がある。Used for spacers, etc. The zirconium-based alloy used for these applications is Silcamii 2 (S
n1.2-1.7wt%, Fe0.07-0.2wt%
, CrO, 05~0.15vt%, NiO, 03~0
．． 08wt%, remaining Zr), Zircaloy-4 (Sn1.2
~1.7wt%, Fe0.18~0.24wt%, Cr
O, 05-0.15wt%, remaining Zr), Zr-1wt
%Nb alloy, Zr-2,5wt%Nb alloy, Zr
3.5vt%5n-0.8vt%Nb-0.8wt%
Mo alloy (Exce1 alloy), ZrZr-1wt5n-
1%Nb-0,5wt%F8 alloy Zr-N b'(0,
5~5, Owt%)-8n (0~3.0wt%
)-Fe, Ni, Cr, Ta, Pd, Mo, W (~2%) alloy, etc.

ジルカロイと呼ばれるＺｒ−３ｎ−Ｆｅ−Ｃｒ−（Ｎｉ
）合金はｉ４Ｂ水型原子炉中で長時間使用されると、局
部酸化（ノジュラ腐食）が発生する。Zr-3n-Fe-Cr-(Ni
) alloys undergo local oxidation (nodular corrosion) when used for long periods in i4B water reactors.

ノジュラ腐食の発生は１部材の健全部の肉厚を減少させ
ると共に、腐食反応に伴って発生する水素が部材に吸収
され、合金部材中に脆い水素化物が形成されるので強度
低下の原因となる。腐食現象は時間経過と共に進行する
ので、これら部材を長期間使用する高燃焼度運転条件下
では、部材の腐食が燃料集合体の寿命を決定する因子と
なるとの考え方が一般的である。The occurrence of nodular corrosion reduces the wall thickness of a healthy part of a member, and the hydrogen generated during the corrosion reaction is absorbed by the member, forming brittle hydrides in the alloy member, which causes a decrease in strength. . Since the corrosion phenomenon progresses over time, it is generally believed that under high burnup operating conditions where these members are used for a long period of time, corrosion of the members becomes a factor that determines the life of the fuel assembly.

Ｎｂを含むジルコニウム−ニオブ合金は、強度が高く、
クリープ特性に優れ、水素吸収率が低いことが知られて
いる。ノジュラ腐食と呼ばれる局部腐食も発生しない。Zirconium-niobium alloys containing Nb have high strength and
It is known to have excellent creep properties and low hydrogen absorption rate. Localized corrosion called nodular corrosion also does not occur.

これらは、燃料集合体部材用材料として好ましい特性で
あるが、溶接部及び熱影響部に白色腐食が生じるという
問題がある。These have favorable properties as materials for fuel assembly members, but there is a problem in that white corrosion occurs in welded parts and heat-affected zones.

なお、ニオブ−ジルコニウム系多元合金として、特開昭
６１−１７０５５２号公報には、０．５〜２．Ｏｖｔ％
のＮｂと、１．５重量％までのＳｎと、Ｆ　ｅ、Ｃｒ。In addition, as a niobium-zirconium-based multi-component alloy, Japanese Patent Application Laid-Open No. 170552/1982 describes a niobium-zirconium based multicomponent alloy of 0.5 to 2. Ovt%
of Nb, up to 1.5% by weight of Sn, Fe, Cr.

Ｍｏ、Ｖ、Ｃｕ、Ｎｉ及びＷからなる群から選択された
Ｑ、２５ｗｔ％までの第３合金元素を含むジルコニウム
合金が示され、高温蒸気環境内において耐食性を付与す
る特殊なミクロ構造を有することが開示されている。し
かし、実際に例示された合金は、Ｚｒ−Ｎｂ　　５ｎ−
Ｆｅ合金だけであり、溶接部の日食腐食についても全熱
開示されていなり１゜ 米国特許３，１２１，０３４号にはＺｒベースの２元合
金（Ｚｒ　　Ｏ’、５〜５ｗｔ％Ｎｂ）、３元合金（Ｚ
ｒＯ，５〜５ｗｔ％Ｎｂ−０〜３ｗｔ％Ｓｎ）または４
元合金（Ｚｒ−０，５〜５ｗｔ％Ｎｂ−０−３ｗｔ％５
ｎ−Ｆｓ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔａ、Ｐｄ、Ｍｏ、Ｗのいずれ
か１種を０〜２ｗｔ％）において、冷間圧延（加工度：
５０〜６０％）後５５０〜６００℃、１〜２４０時間焼
なましく空気中冷却）することによって高耐食性を改善
示すことが開示されている。しかし、溶接構造部材では
、溶接後、数十％の強加工を溶接部に施すことは困難で
ある。A zirconium alloy containing up to 25 wt% Q, a third alloying element selected from the group consisting of Mo, V, Cu, Ni and W, is disclosed having a special microstructure that confers corrosion resistance in high temperature steam environments. is disclosed. However, the alloy actually exemplified is Zr-Nb 5n-
Only Fe alloys are used, and solar eclipse corrosion of welds is not disclosed. 1 U.S. Pat. Ternary alloy (Z
rO, 5-5wt%Nb-0-3wt%Sn) or 4
Original alloy (Zr-0,5~5wt%Nb-0-3wt%5
n-Fs, Ni, Cr, Ta, Pd, Mo, W (0 to 2 wt%), cold rolling (workability:
It is disclosed that high corrosion resistance can be improved by annealing in air at 550-600° C. for 1-240 hours). However, in welded structural members, it is difficult to subject the welded portion to severe processing of several tens of percent after welding.

ここに開示された技術は、溶接構造となる原子炉用燃料
集合体には適用できない。The technology disclosed herein cannot be applied to nuclear reactor fuel assemblies that have a welded structure.

（Ｎｂ添加の効果） Ｚｒ−Ｎｂ系二元合金の金属平衡状態図において、室温
における平衡相は、Ｎｂを約１ｗｔ％固溶した六方晶α
相Ｚｒと、Ｚｒを１５ｗｔ％以下固溶したβ相Ｎｂとで
ある。溶接部及びその周辺の熱影響部は、高温から急冷
されるので、平衡状態図には現われない非平衡相が発生
する。第２図は８３０℃（α＋β相温度範囲）から毎秒
１００℃の平均冷却速度で冷却させたＺｒ−２，５ｗｔ
％Ｎｂ合金の金属組織を示す。図中の白色の部分はＮｂ
を約１．５ｗｔ％固溶したα相Ｚｒである。α相Ｚｒを
取囲む針状の金属組織は高温においてβ相であった部分
が急冷されることにより発生したものであり、Ｎｂを約
３．５ｗｔ％固溶した残留β相、α相あるいはマルテン
サイト（α′）と呼ばれる非平衡相からなる複雑な金属
組織である。溶接部及びその周辺の熱影響部においても
同様な金属組織となる。すなわち、８６２℃以上のβ相
温度範囲に加熱された領域では針状組織となり、αとβ
相が混在する温度範囲に加熱された領域では、第２図に
示した金属組織と類似なα相Ｚｒ結晶粒と針状組織との
混合組織となる。加熱温度の上昇に伴い、針状組織の部
分が増加し、加熱温度がβ相温度範囲になるとα相Ｚｒ
結晶粒は見られず、すべて針状組織となる。第３図は、
耐食性と金属組織との関係を示す模式図である。第２図
に示した金属組織を有する合金を高温水中で腐食させる
と、非平衡相である針状組織の部分のみが選択的に腐食
が加速され、ポーラスな白色の厚い酸化膜が形成される
。(Effect of Nb addition) In the metal equilibrium phase diagram of the Zr-Nb binary alloy, the equilibrium phase at room temperature is a hexagonal α crystal with about 1 wt% of Nb dissolved in it.
They are a phase Zr and a β phase Nb containing 15 wt% or less of Zr as a solid solution. Since the weld zone and the surrounding heat-affected zone are rapidly cooled from a high temperature, a non-equilibrium phase that does not appear in the equilibrium phase diagram occurs. Figure 2 shows Zr-2.5wt cooled from 830°C (α+β phase temperature range) at an average cooling rate of 100°C per second.
%Nb alloy metal structure. The white part in the figure is Nb
This is α-phase Zr in which about 1.5 wt% of Zr is dissolved in solid solution. The acicular metal structure surrounding α-phase Zr is generated by the rapid cooling of the β-phase part at high temperatures, and is composed of residual β-phase, α-phase, or maltene with approximately 3.5 wt% of Nb dissolved in solid solution. It has a complex metal structure consisting of non-equilibrium phases called sites (α'). A similar metallographic structure occurs in the weld and the heat-affected zone around it. In other words, in the region heated to the β phase temperature range of 862°C or higher, it becomes an acicular structure, and α and β
In a region heated to a temperature range in which phases are mixed, a mixed structure of α-phase Zr crystal grains and an acicular structure similar to the metal structure shown in FIG. 2 is formed. As the heating temperature increases, the part of the acicular structure increases, and when the heating temperature reaches the β-phase temperature range, the α-phase Zr
No crystal grains are seen, and the structure is entirely acicular. Figure 3 shows
FIG. 2 is a schematic diagram showing the relationship between corrosion resistance and metal structure. When an alloy with the metal structure shown in Figure 2 is corroded in high-temperature water, corrosion is selectively accelerated only in the acicular structure, which is a non-equilibrium phase, and a thick porous white oxide film is formed. .

一方Ｎｂを７．５ｖｔ％前後固溶したα相Ｚｒの部分の
耐食性は極めて高い、Ｎｂを１．５１１ｔ％以上含むＺ
ｒ−Ｎｂ合金の溶接部及び熱影響部では上述した白色の
加速腐食が発生する。On the other hand, the corrosion resistance of the α-phase Zr portion containing approximately 7.5 vt% of Nb as a solid solution is extremely high.
The above-mentioned white accelerated corrosion occurs in the welded zone and heat affected zone of the r-Nb alloy.

ジルコニウム−ニオブ系合金において、ニオブはノジュ
ラ腐食を生じにくくする効果と、時効処理によってβ相
Ｎｂ結晶粒を析出し、強度を高める効果を有する。第５
図に示すように時効処理を施さない材料では白色腐食の
感受性が著しく高く、Ｚｒ−Ｎｂ二元合金では１．０ν
ｔ％の添加で既に白色腐食が生じ、それ以上のＮｂ添加
では更に腐食が進む。In the zirconium-niobium alloy, niobium has the effect of making nodular corrosion less likely to occur and the effect of precipitating β-phase Nb crystal grains by aging treatment and increasing the strength. Fifth
As shown in the figure, the susceptibility to white corrosion is extremely high in materials that are not subjected to aging treatment, and in the Zr-Nb binary alloy, the susceptibility to white corrosion is 1.0ν.
White corrosion already occurs when Nb is added by t%, and corrosion progresses further when more Nb is added.

Ｚ　ｒ　−Ｎ　ｂ　−Ｓ　ｎ　−Ｍ　ｏの四元合金は１
．Ｏｗｔ％未滴のＮｂ量では白色腐食が生じないが、そ
れを超えた多量のＮｂ添加では二元合金と同じく白色腐
食が生ずる。Ｎｂ含有量が増すと腐食が生じやすくなる
理由は、前述したように溶接部及び熱影響部に非平衡相
のα′相Ｚｒあるいはβ相Ｚｒ相を形成しやすくなるた
めである。これに対し、本発明の四元合金はＳｎ添加に
よるβ−Ｎｂ析出の促進及びＭ　ｏ　−Ｎ　ｂなとの金
属間化合物の析出によって非平衡相中のＮｂ固溶量が低
下するため耐食性及び強度が高い。時効処理を施すと、
耐食性は向上し、Ｚｒ−Ｎｂ二元合金でも約１．５ｗｔ
％Ｎｂ添加材で白色腐食が生じない。しかし、約２ｗｔ
％Ｎｂ添加では白色腐食が生じる。Ｚｒ−Ｎ　ｂ　−Ｓ
　ｎ　−Ｍ　ｏ四元合金では２．５ｗｔ％Ｎｂ添加でも
白色腐食発生は認められず、耐食性にすぐれていること
がわかる。なお、Ｎｂ量の上限を２．２４ｔ％とすれば
、Ｚｒ−Ｎｂ−５ｎ三元合金或いはＺｒ−Ｎｂ　　Ｓｎ
−Ｍｏ四元合金の全組成範囲において、Ｎｂの効果を有
効に発揮させることが可能である。The quaternary alloy of Z r -N b -S n -Mo is 1
．． White corrosion does not occur when the amount of Nb is 0wt%, but white corrosion occurs when a large amount of Nb is added in excess of this amount, as in the case of binary alloys. The reason why corrosion becomes more likely to occur as the Nb content increases is that, as described above, non-equilibrium phase α' phase Zr or β phase Zr phase is likely to be formed in the weld zone and heat affected zone. In contrast, the quaternary alloy of the present invention has poor corrosion resistance and High strength. After aging,
Corrosion resistance has improved, and even with Zr-Nb binary alloy, it weighs approximately 1.5wt
%Nb additive material does not cause white corrosion. However, about 2wt
%Nb addition causes white corrosion. Zr-Nb-S
In the n-Mo quaternary alloy, no white corrosion was observed even with the addition of 2.5 wt% Nb, indicating that it has excellent corrosion resistance. Note that if the upper limit of the Nb amount is 2.24t%, Zr-Nb-5n ternary alloy or Zr-Nb Sn
It is possible to effectively exhibit the effect of Nb in the entire composition range of the -Mo quaternary alloy.

〔作用〕[Effect]

（Ｓｎ添加の効果） 針状組織を有する非平衡相は、高温で生成したβ相が急
冷されることにより発生する。Ｓｎ添加によりα相Ｚｒ
中へのＮｂの固溶量が増加し、β相Ｚｒ中でのＮｂ固溶
量が低下する。これにより溶接後の冷却過程において非
平衡相が発生しにくくなる。このように溶接状態で非平
衡相を発生しに＜＜シておいて、その後、時効処理を施
すことにより、溶接部および熱影響部から非平衡相を消
失或いは非平衡相の量を著しく少なくするこができる。(Effect of Sn addition) A non-equilibrium phase having an acicular structure is generated when the β phase generated at high temperature is rapidly cooled. α-phase Zr by adding Sn
The amount of solid solution of Nb in the Zr increases, and the amount of solid solution of Nb in the β-phase Zr decreases. This makes it difficult for non-equilibrium phases to occur during the cooling process after welding. By preventing the generation of non-equilibrium phases in the welded state in this way, and then performing an aging treatment, the non-equilibrium phases can be eliminated from the weld and the heat-affected zone, or the amount of non-equilibrium phases can be significantly reduced. I can do it.

第４図はＺｒ−Ｎｂ−８ｎｎ系光合金の７２５℃におけ
る平衡状態図を示す、Ｓｎを添加しない場合、α相Ｚｒ
中へのＮｂの最大固溶量は約１．５ｗｔ％であるが、Ｓ
ｎ含有量を２ｗｔ％まで増加させると、α相Ｚｒ中への
Ｎｂ固溶量は、最大２．５ｗｔ％まで増加させることが
わかる。しかし、Ｓｎの添加が２ｗｔ％上まわると、Ｚ
　ｒａｓ　ｎが析出し、α相Ｚｒ中へのＮｂ固溶量の増
加に作用しない。良好な耐食性を維持するためには、こ
れらＳｎとＮｂ添加量との間に適正な相関々係があり、
それを満足しなければならない、第４図の斜線で示した
領域が適正な範囲であり、Ｓｎ≧２＋Ｎｂνｔ％−３，
０の関係を有する。前記関係を満たすＺｒ−Ｎｂ−８ｎ
三元合金或いはＺｒＺｒ−Ｎｂ−８ｎ−四元合金部材を
、溶接後、熱処理することによって非平衡相を消失或い
は著しく低減するとか可能となる。Figure 4 shows the equilibrium phase diagram of Zr-Nb-8nn optical alloy at 725°C. When Sn is not added, α-phase Zr
The maximum solid solution amount of Nb is about 1.5 wt%, but S
It can be seen that when the n content is increased to 2 wt%, the amount of Nb solid solution in α-phase Zr is increased to a maximum of 2.5 wt%. However, when the addition of Sn exceeds 2wt%, Z
Ras n precipitates and does not affect the increase in the amount of Nb solid solution in α-phase Zr. In order to maintain good corrosion resistance, there is an appropriate correlation between the amounts of Sn and Nb added.
The shaded area in Figure 4 that must satisfy this is the appropriate range, and Sn≧2+Nbνt%-3,
It has a relationship of 0. Zr-Nb-8n that satisfies the above relationship
By heat treating a ternary alloy or ZrZr-Nb-8n-quaternary alloy member after welding, it becomes possible to eliminate or significantly reduce the non-equilibrium phase.

熱処理は、次の条件で行うことがきわめて好ましい。It is highly preferred that the heat treatment is carried out under the following conditions.

すなわちα相Ｚｒ中にＮｂが高い固溶度を有する６８０
〜７８０℃温度範囲に少なくとも２秒以上保持されるこ
とが必要であり、α＋β相温度範囲の高温から連続的に
冷却され、６８０〜７８０℃の冷却時間が２秒以上、冷
却速度にして約５０’Ｃ／　ｓｅｅ以下に制御するとよ
い。In other words, 680 Nb has a high solid solubility in α-phase Zr.
It is necessary to maintain the temperature in the ~780°C temperature range for at least 2 seconds, and it is necessary to continuously cool from a high temperature in the α + β phase temperature range, with a cooling time of 2 seconds or more from 680 to 780°C, and a cooling rate of about 50°C. It is best to control it to below 'C/see.

Ｓｎ添加の効果は、高温α相Ｚｒ中へのＮｂ固溶量を増
加させることによりβ相中のＮｂ固溶量を減少させると
共に、冷却過程において残留β相。The effect of adding Sn is to increase the amount of Nb solid solution in the high-temperature α phase Zr, thereby decreasing the amount of Nb solid solution in the β phase, and to reduce the amount of residual β phase in the cooling process.

α相並びにマルテンサイト（α′相）の生成を抑制する
ことである。Ｓｎの最大添加量は２ｗｔ％であり好まし
くは１．５ｗｔ％となりそれ以上の添加は効果を減少さ
せる。Ｎｂを多量に固溶したα相Ｚｒは、温度の低下と
共に固溶度が減少するため。This is to suppress the formation of α phase and martensite (α' phase). The maximum amount of Sn added is 2 wt%, preferably 1.5 wt%, and adding more than that reduces the effect. This is because the solid solubility of α-phase Zr containing a large amount of Nb in solid solution decreases as the temperature decreases.

β相Ｎｂがα相Ｚｒ結晶粒内及び粒界に析出し、１．５
ｗｔ％前後のＮｂを固溶したα相Ｚｒと微細なβ相Ｎｂ
とからなる金属組織となる。β相中のＮｂ固溶量が低い
ため、針状組織中にも非平衡相が生成しにくい。β phase Nb precipitates inside α phase Zr crystal grains and grain boundaries, and 1.5
α-phase Zr and fine β-phase Nb with approximately wt% Nb in solid solution
It becomes a metal structure consisting of. Since the amount of Nb solid solution in the β phase is low, a non-equilibrium phase is difficult to form even in the acicular structure.

（Ｍｏ添加の効果） ＭＯはα相Ｚｒ中にほとんど固溶せず、体心立方晶の金
屑間化合物ＭｏｚＺｒ　　として微細析出する。微細析
出物が結晶粒内及び粒界に均一に分散することにより合
金の変形抵抗を高め強度を上昇させる効果がある。耐食
性に悪影響を及ぼすＮｂを減少させても、Ｍｏを同時に
添加することにより１強度を維持できる効果がある。Ｎ
ｂ添加においては、β相Ｎｂが微細析出することにより
強度が向上しＭＯ添加においては、ＭｏｘＺｒ　　が微
細析出することにより強度が向上する。このような析出
による合金の強化効果は、実施例の項で述べるようにＭ
ＯとＮｂとの複合添加ではＮ　ｂ　＋　Ｍ　。(Effect of Mo Addition) MO is hardly dissolved in α-phase Zr, and is finely precipitated as a body-centered cubic intermetallic compound MozZr. The uniform dispersion of fine precipitates within the grains and at the grain boundaries has the effect of increasing the deformation resistance and strength of the alloy. Even if Nb, which has an adverse effect on corrosion resistance, is reduced, adding Mo at the same time has the effect of maintaining one strength. N
In the addition of b, the strength is improved by the fine precipitation of β phase Nb, and in the case of the addition of MO, the strength is improved by the fine precipitation of MoxZr. The effect of strengthening the alloy due to such precipitation is due to M as described in the Examples section.
In the case of combined addition of O and Nb, N b + M .

≧１．５ｖｔ％とする必要がある。よって、Ｎｂ＋Ｍｏ
量が１．５ｖｔ％以上となるように添加することが好ま
しい。It is necessary to set it to ≧1.5vt%. Therefore, Nb+Mo
It is preferable to add it in an amount of 1.5 vt% or more.

（時効処理の組織改善効果） Ｓｎ添加により非平衡相の発生は抑制されるが、冷却速
度が速い溶接条件では、なお非平衡相が残存する場合で
ある。そこで、６１０℃以下の温度範囲で時効処理を施
すことにより非平衡相は、この範度範囲で安定なα相Ｚ
ｒとβ相Ｎｂ並びにＭｏｚＺｒ　金属間化合物相とに分
解し、実質的に非平衡相が残存しない溶接部及び熱影響
部の金属組織にすることができる。よって溶接後時効処
理を施すことにより、α相Ｚｒ中に固溶するＮｂ量の上
限値よりＮｂ添加量を０．５　％＋１％程度増加させて
も溶接部及び熱影響部の耐食性は低下しない。(Structural improvement effect of aging treatment) Although the addition of Sn suppresses the generation of non-equilibrium phases, under welding conditions where the cooling rate is fast, non-equilibrium phases may still remain. Therefore, by performing aging treatment in a temperature range of 610°C or less, the non-equilibrium phase becomes the α phase Z, which is stable within this range.
It decomposes into r, β phase Nb, and MozZr intermetallic compound phase, resulting in a metal structure of the welded zone and heat affected zone in which substantially no non-equilibrium phase remains. Therefore, by performing aging treatment after welding, even if the amount of Nb added is increased by about 0.5% + 1% from the upper limit of the amount of Nb dissolved in α-phase Zr, the corrosion resistance of the weld zone and heat-affected zone will not deteriorate. .

〔実施例〕〔Example〕

以下本発明を実施例により更に具体的に説明するが、本
発明はこれら実施例に限定されない。EXAMPLES The present invention will be described in more detail below with reference to Examples, but the present invention is not limited to these Examples.

〈実施例：Ｉ〉 表１は、合金の化学組成を示す。アーク溶解インゴット
を熱間鍛造し、１０００’Ｃで溶体化処理した後、６０
０〜６５０℃の温度の熱間圧延を繰返すことにより厚さ
Ｌｏｗの板材とした。この板材を９８０”Ｃで再び溶体
化処理し、冷間圧延（板厚減少率４０％）と６５０℃で
２〜３時間保持の焼なましとを交互に３回繰返すことに
より厚さ２．２　　ｍの板材とした。この板材を８３０
℃に加熱し１時間保持した後、平均冷却速度５０℃／Ｓ
で室温まで冷却した。板材をコの字型に曲げ加工し、第
７図に示すようにＴＩＧ溶接し角筒状のチャンネルボッ
クスを組立した。ＴＩＧ溶接後、ビードを平担化する冷
間加工を施した。その後、５００℃で２４時間の時効処
理を施した。真空中又はＡｒ中で行った。<Example: I> Table 1 shows the chemical composition of the alloy. After hot forging the arc melted ingot and solution treatment at 1000'C,
By repeating hot rolling at a temperature of 0 to 650°C, a plate material with a low thickness was obtained. This sheet material was solution-treated again at 980"C, and cold rolling (thickness reduction rate: 40%) and annealing at 650°C for 2 to 3 hours were repeated three times to reduce the thickness to 2. A 2 m long board was made.This board was 830
After heating to ℃ and holding for 1 hour, average cooling rate 50℃/S
It was cooled to room temperature. The plate material was bent into a U-shape and TIG welded to assemble a rectangular cylindrical channel box as shown in FIG. After TIG welding, cold working was performed to flatten the bead. Thereafter, aging treatment was performed at 500°C for 24 hours. The test was carried out in vacuum or Ar.

ＴＩＧ溶接直後の角筒及び時効処理終了後の角筒より、
溶接部を含む試験片を切り出し、金属組織ｗｔ祭及び腐
食試験に供した。From the square tube immediately after TIG welding and the square tube after aging treatment,
A test piece including the welded part was cut out and subjected to metal structure wt test and corrosion test.

表２は、溶接部の金属組織を示す。ＮＳＭ−Ｌ合金は、
溶接材、溶接時効材のいずれにおいても非平衡相を含ま
ない、Ｎ５Ｍ−Ｈ合金は、溶接のままではα′相Ｚｒ（
非平衡相）を含むが、溶接後時効処理することにより非
平衡相は消失する。Table 2 shows the metal structure of the weld. NSM-L alloy is
The N5M-H alloy, which does not contain any non-equilibrium phase in either the welded material or the welded aged material, has α' phase Zr (
However, the non-equilibrium phase disappears by aging treatment after welding.

ＮＳＭ合金は、溶接材、溶接時効材ともに非平衡相が残
存する。Ｓｎを含まないＺｒ−２，５Ｎｂ合金において
は、ＮＳＭ合金より多量の非平衡相が残存していた。こ
の非平衡相は、時効処理によっても消失しない。In the NSM alloy, non-equilibrium phases remain in both the welded material and the welded aged material. In the Zr-2,5Nb alloy that does not contain Sn, a larger amount of non-equilibrium phase remained than in the NSM alloy. This non-equilibrium phase does not disappear even after aging treatment.

表２　各合金の溶接部の金属組織 表３は、各試験片を２８８℃の高温水中に３００時間保
持する腐食試験結果を示す。高温水中の溶存酸素は５５
−８ｐｐであり、オートクレーブ中の高温水は１−ＯＱ
／ｈで循環させた。Table 2 Metal structure of the welded part of each alloy Table 3 shows the results of a corrosion test in which each test piece was held in high-temperature water at 288° C. for 300 hours. Dissolved oxygen in high temperature water is 55
-8pp, and the high temperature water in the autoclave is 1-OQ
It was circulated at /h.

ＮＳＭ−Ｌ合金においては、溶接部、熱影響部ともに黒
色の薄い酸化膜が形成され、良好な耐食性を示した。Ｎ
５Ｍ−Ｈ合金においては、溶接材の熱影響部において灰
色の光沢のない酸化膜が形成されやや耐食性が低下した
が１時効処理を施すことにより耐食性は良好となる。Ｍ
ＳＭ合金。In the NSM-L alloy, a thin black oxide film was formed in both the weld zone and the heat affected zone, demonstrating good corrosion resistance. N
In the case of the 5M-H alloy, a gray, dull oxide film was formed in the heat affected zone of the welded material, resulting in a slight decrease in corrosion resistance, but the corrosion resistance became good after one aging treatment. M
SM alloy.

Ｚｎ−２，５Ｎｂ合金の耐食性は低く時効処理を施して
も耐食性は良好とはならない、ＮＳＭ合金の耐食性はＺ
ｒ−２，５Ｎｂ合金より優れており。The corrosion resistance of Zn-2,5Nb alloy is low and the corrosion resistance does not improve even after aging treatment, and the corrosion resistance of NSM alloy is low.
Superior to r-2,5Nb alloy.

Ｓｎを添加した効果であるＮ５Ｍ−Ｈ合金ＮＳＭ−り合
金は、Ｚｎ−２，５Ｎｂ合金と同等な引張強さを有し強
度、耐食性ともに優れた合金であることがわかった。It was found that the N5M-H alloy NSM-ri alloy, which is an effect of adding Sn, has a tensile strength equivalent to that of the Zn-2,5Nb alloy and is an alloy excellent in both strength and corrosion resistance.

図中Ｏ印は酸化膜厚さが１μｍ以下であり光沢のある黒
色の酸化膜が形成されたことを示す、耐食性は高い。The mark O in the figure indicates that the oxide film thickness was 1 μm or less and a glossy black oxide film was formed, and the corrosion resistance was high.

Δ印は灰色の光沢のない酸化膜が形成されたことを示し
酸化膜厚さは１〜３μｍであった。耐食性はやや劣る。The mark Δ indicates that a gray, dull oxide film was formed, and the oxide film thickness was 1 to 3 μm. Corrosion resistance is slightly inferior.

ｘ印は白色のポーラスな酸化膜が形成されたことを示し
、酸化膜厚さは４μｍ以上となる。耐食性は低い。The x mark indicates that a white porous oxide film is formed, and the oxide film thickness is 4 μm or more. Corrosion resistance is low.

表３　各合金の腐食試験結果 〈実施例：■〉 第１図はＺｒ−Ｎｂ−３ｎ（約１ｗｔ％）　−Ｍ。Table 3 Corrosion test results for each alloy <Example: ■> FIG. 1 shows Zr-Nb-3n (approximately 1 wt%)-M.

（約０．５ｗｔ％）合金における引張強さとＮｂ＋ＭＯ
添加量の関係を示す。各種のアーク溶解インゴットをβ
相の温度で鍛造し、１０００℃溶体化処理した後、７０
０℃熱間圧延を２＠繰返して厚さ１０＋ｍの板材した。(approximately 0.5 wt%) tensile strength and Nb+MO in alloy
The relationship between the amounts added is shown. β various arc melting ingots
After forging at phase temperature and solution treatment at 1000℃, 70℃
Hot rolling at 0°C was repeated 2 times to obtain a plate with a thickness of 10+m.

この板を冷間圧延と焼なましく６００℃）を交互に２回
繰返すことにより厚さ３ｍの板材とした。この板材を８
８０℃に加熱し、１時間保持後水冷却した。脱スケール
後、再度冷間圧延で厚さ２．２　ｍとした。この板材を
コの字型に曲げ加工を施し、その後、プラズマ溶接で角
筒状のチャンネルボックスを組立てた。溶接後５００℃
２４ｈで時効処理を施した。This plate was alternately cold-rolled and annealed at 600° C. twice to obtain a plate material with a thickness of 3 m. This board material is 8
The mixture was heated to 80°C, held for 1 hour, and then cooled with water. After descaling, it was cold rolled again to a thickness of 2.2 m. This plate material was bent into a U-shape, and then a rectangular cylindrical channel box was assembled using plasma welding. 500℃ after welding
Aging treatment was performed for 24 hours.

その後角筒より、引張試験片を切出し、試験に供した、
試験の結果１合金の引張強さはＮｂ＋ＭＯ添加量の増加
に伴って高くなり、Ｎ　ｂ　＋　Ｍ　。After that, a tensile test piece was cut out from the square tube and subjected to the test.
As a result of the test, the tensile strength of Alloy 1 increases as the amount of Nb+MO added increases, and Nb+M.

添加量が１．５ｖｔ％を上まわる部材では７０ｋｇ／１
２以上となる。70kg/1 for parts with addition amount exceeding 1.5vt%
2 or more.

〈実施例：■〉 材料は工業用純ジルコニウムを用い、第４表に示す合金
を各々溶製した。溶解は真空アーク溶解炉を用いた。各
々の試料は１０００″Ｃ溶体化処理し、その後７５０℃
で熱間塑性加工、冷間圧延と焼なましく６５０℃）を繰
返して２　ｒｙｅ　ｔの薄板にした。次に８８０℃１ｈ
溶体化処理し、さらに１０％冷間加工した後に溶接し、
最終的に時効処理（５００℃２４ｈ）を施した。<Example: ■> Industrial pure zirconium was used as the material, and the alloys shown in Table 4 were melted. A vacuum arc melting furnace was used for melting. Each sample was solution treated at 1000″C and then at 750°C.
Hot plastic working, cold rolling and annealing at 650°C) were repeated to make a 2 ryet thin plate. Next, 880℃ for 1 hour
Welded after solution treatment and 10% cold working,
Finally, aging treatment (500°C for 24 hours) was performed.

溶接継手材より腐食試験片を採取して高温蒸気中試験を
行ってノジュラ腐食感受性、高温水中腐食試験を行って
白色腐食感受性をそれぞれ評価した。高温水中腐食試験
は５１０℃１０５ｋｇ／ｄ過熱蒸気中に２０ｈ保持した
。また高温水中腐食試験は２８８℃、８５ｋｇ／ａＪ高
温水中に約３００ｈ保持した。耐圧性の評価は試験後の
外観々祭腐食増量及び酸化皮膜厚さを測定して行った。Corrosion test pieces were taken from welded joint materials and subjected to high-temperature steam tests to evaluate nodular corrosion susceptibility, and high-temperature underwater corrosion tests to evaluate white corrosion susceptibility. In the high-temperature underwater corrosion test, the sample was kept in superheated steam at 510° C. and 105 kg/d for 20 hours. In addition, the high temperature underwater corrosion test was carried out at 288° C. and maintained in high temperature water of 85 kg/aJ for about 300 hours. The pressure resistance was evaluated by measuring the corrosion weight increase and oxide film thickness after the test.

腐食試験の結果、第４表に示すように本発明材はノジュ
ラ腐食並びに白色腐食が発生せず、耐食性にすぐれてい
るこがわかる。As shown in Table 4, the results of the corrosion tests show that the materials of the present invention do not cause nodular corrosion or white corrosion, and have excellent corrosion resistance.

次に前述の溶接工程において、溶接施工前に時効処理を
行った後に溶接した試料（最終工程は溶接のまま）につ
いても同様な耐食性評価を行った。Next, in the above-mentioned welding process, a similar corrosion resistance evaluation was performed on a sample welded after performing an aging treatment before welding (the final process was still welding).

その結果、溶接のままの材における耐食性は、従来のＺ
ｎ−２，５ｗｔ％Ｎｂでは白色腐食の発生が著しく、粉
末状の酸化物となるが、本発明材では白色状の腐食が認
められるもののごくわずかであり、耐食性にすぐれてい
ることがわかった。As a result, the corrosion resistance of the as-welded material is lower than that of conventional Z
With n-2.5wt%Nb, white corrosion occurs significantly and becomes powder-like oxide, but with the material of the present invention, although white corrosion is observed, it is minimal, indicating that it has excellent corrosion resistance. .

〈実施例：■〉 第８図（７）（Ａ）及び（Ｂ）はスペーサーの形状を示
し、第９図はスペーサの製造プロセスを示す。<Example: ■> Figures 8 (7) (A) and (B) show the shape of the spacer, and Figure 9 shows the manufacturing process of the spacer.

第８図（Ｂ）はスペーサを矢印Ｙ方向から見た図である
。スペーサーの形状は第８図に示すように、スペーサー
バンド１１．格子状スペーサバー６゜スペーサデバイダ
−９及びスペーサ板ばね７からなり、格子点及びスペー
サバーとスペーサバンドはスポット溶接されている。FIG. 8(B) is a diagram of the spacer viewed from the direction of arrow Y. The shape of the spacer is as shown in FIG. 8, spacer band 11. It consists of a lattice-shaped spacer bar 6, a spacer divider 9, and a spacer plate spring 7, and the lattice points, the spacer bar, and the spacer band are spot welded.

材料は実施例■で用いたヒートＮ　Ｓ　Ｍ　−２（１，
９ｗｔ％）Ｎｂ、Ｌ、２０ｗｔ％Ｓｎ、０．３４ｗｔ％
ＭＯ及び残Ｚｒ）鍛造材（１００ｙｍ　ｔ　）を１００
０℃溶体化処理した後、熱間圧延を２回繰返すことによ
って３．２＋ｓ＋ｔの板厚とした。この板材を８８０℃
に加熱し１時間保持した後、水焼入した。次に冷間圧延
と中間焼なましく５５０℃）±４０℃）の繰返しで０．
７ｎｅｔ厚さとした。この板より打抜き加工により第１
０図（ａ）、（ｂ）、（ｃ）に示す、スペーサバンド用
板及びスペーサバンド用板を加工した。スペーサバンド
には、第１０図の（ｂ）に示すようにディンプル１０加
工及び曲げ加工を施した。スペーサバンド用板には第１
０図（ｃ）に示すように曲げ加工を施した。インコネル
爬のランタン板ばねと共に組立て加工を行い、所定の位
置をＴｉｇ溶接し、スペーサを組立てた。The material was Heat NSM-2 (1,
9wt%) Nb, L, 20wt%Sn, 0.34wt%
MO and residual Zr) forged material (100ym t) 100
After solution treatment at 0° C., hot rolling was repeated twice to obtain a plate thickness of 3.2+s+t. This plate material is heated to 880℃
After heating and holding for 1 hour, water quenching was performed. Next, cold rolling and intermediate annealing (550°C) ±40°C) were repeated to reduce the temperature to 0.
7net thickness. The first plate is punched out from this plate.
A spacer band plate and a spacer band plate shown in FIGS. 0(a), (b), and (c) were processed. The spacer band was subjected to dimple 10 processing and bending processing as shown in FIG. 10(b). The spacer band plate has the first
A bending process was performed as shown in Figure 0 (c). It was assembled together with an Inconel lantern leaf spring, TIG welded at predetermined positions, and a spacer was assembled.

組立て終了後５００℃、２４時間の時効処理を施した。After assembly was completed, aging treatment was performed at 500°C for 24 hours.

このスペーサを実施例■と同様な腐食試験に供したとこ
ろ白色の加速腐食は発生ぜず、高い耐食性を有していた
。その材料中に吸収された水素量を測定したところ。When this spacer was subjected to the same corrosion test as in Example 2, no white accelerated corrosion occurred and it had high corrosion resistance. The amount of hydrogen absorbed into the material was measured.

２　ＨｘＯ＋　Ｚ　ｒ　−＋　Ｚ　ｒ　Ｏｚ＋　２　Ｈ
ｚの反応に伴い発生する水素の約８％以下しか吸収して
おらず、低い水素録吸率であることがわかった。2 HxO+ Z r −+ Z r Oz+ 2 H
It was found that only about 8% or less of the hydrogen generated during the reaction of z was absorbed, indicating a low hydrogen absorption rate.

一方１本製造プロセスにより製造されたスペーサから溶
接部を含む引張試験を切り出し強度を測定したところ、
引張強さ７５〜８０ｋｇ／ｍ＋２であった。この結果か
ら本部材がジルカロイよりも高強度を有していることが
わかる。On the other hand, a tensile test including the welded part was cut out from a spacer manufactured by a single manufacturing process, and the strength was measured.
The tensile strength was 75 to 80 kg/m+2. This result shows that this member has higher strength than Zircaloy.

〈実施例：■〉 第１１図は丸セル型のスペーサの形状を示す。<Example: ■> FIG. 11 shows the shape of a round cell type spacer.

このスペーサは前記格子型のスペーサバー６で燃料棒を
固定するに対し、丸セル１２で固定する構造であり、丸
セル同志及びスペーサバー１１と丸セルとスポット溶接
されている。This spacer has a structure in which the fuel rods are fixed by the lattice-type spacer bars 6, but are fixed by the round cells 12, and the round cells and the spacer bars 11 and the round cells are spot welded.

材料はＺｒ−１，４ｗｔ％Ｎｂ−１ｗｔ％Ｓ　ｎ　−０
，３ｗｔ％Ｍｏ合金を用いた。スペーサバー用薄板は熱
間鍛造→溶体化処理→熱間圧延（２回繰返し）→冷間圧
延と焼なましとの繰返しで約０．７＋ｎｍ厚さとした。The material is Zr-1,4wt%Nb-1wt%S n -0
, 3 wt% Mo alloy was used. The thin plate for the spacer bar was made to have a thickness of about 0.7+ nm by repeating hot forging → solution treatment → hot rolling (repeated twice) → cold rolling and annealing.

その後、打抜き加工及びディンプル加工を施して所定の
形状に加工した。一方、丸セル用チューブはインゴット
鍛造−溶体化処理一熱間押出−冷間圧延と焼なましとめ
繰返してｙｔｍ管にした。Thereafter, it was processed into a predetermined shape by punching and dimple processing. On the other hand, the round cell tube was made into a YTM tube by repeating ingot forging, solution treatment, hot extrusion, cold rolling, and annealing.

その後、所定の寸法に切断し板バネを取付は丸セルに加
工し、先述したスペーサバーにＴｉｇ溶接で組立てた。Thereafter, the plate spring was cut to a predetermined size, processed into a round cell, and assembled to the spacer bar described above by TIG welding.

組立終了後５００℃、２４時間の時効処理を施した。こ
のスペーサを実施例■と同様な腐食試験に供したところ
白色腐食は発生せず、高い耐食性を有していた。After assembly was completed, aging treatment was performed at 500°C for 24 hours. When this spacer was subjected to the same corrosion test as in Example 2, no white corrosion occurred and it had high corrosion resistance.

〔発明の効果〕〔Effect of the invention〕

以上のように、原子炉用燃料集合体において、溶接構造
を有する筒或いはスペーサの溶接部及び溶接熱影響部に
非平衡相を存在させないか或いは非平衡相の量を少なく
することによって、高温高圧水による白色腐食を著しく
低減することができる。As described above, in nuclear reactor fuel assemblies, high temperature and high pressure can be achieved by eliminating the presence of non-equilibrium phases or reducing the amount of non-equilibrium phases in the welded parts and weld heat-affected zones of cylinders or spacers that have welded structures. White corrosion caused by water can be significantly reduced.

【図面の簡単な説明】 第１図は実施例Ｕの引張強さとＮｂ＋Ｍｏ量の関係を示
す特性図、第２図はＺ　ｒ　−Ｎ　ｂ二元合金の金属組
織を示す、顕微鏡写真、第３図は金属組織と耐食性との
関係模式図、第４図はＺｒ−Ｎｂ−８ｎ合金３元平衡状
態図、第５図はＺｒ−Ｎｂ。 ＺｒＺｒ−Ｎｂ−８ｎ−合金の腐食増量とＮｂ量との関
係・図、第６図はチャンネルボックスの斜視図、第７図
は実施例Ｉのチャンネルボックス製造プロセスを示す工
程図、第８図はスペーサの形状を示す平面図及びその側
面図、第９図は実施例■のスペーサ製造プロセス、第１
０図はスペーサー加工を示す見取図、第１１図は丸セル
型スペーサの形状を示す平面図及びその斜視図、第１２
図は燃料集合体の断面図、第１３図はスペーサの平面図
、第１４図はその側面である。 １・・・燃料棒（燃料被覆管も含む）、２・・・スペー
サ、３・・・チャンネルボックス、６・・・スペーサバ
ー、７・・・スペーサ板ばね、８・・・溶接部、９・・
・スペーサデバイダ−１ｌｏ・・・ティンプル、１１・
・・スペーサバ箸　１　口 Ｎｂ　＋　Ｆｌａ　　（ｗｔ　％少 め２図 曹 荊４図 Ｎｂ　（ｗｔ　／、〕 躬６０ Ｎｐ　添ｘｒａｋ　（１４／ｌｌ） 騎ら　の 最　′７０ め　ｇη （Ａン 第　イＬ 第　１０６ 第　１１　　口 ′ｒ′斜規の 第１Ｚ園 第　（３閉[Brief explanation of the drawings] Figure 1 is a characteristic diagram showing the relationship between the tensile strength and the amount of Nb + Mo in Example U, Figure 2 is a micrograph showing the metal structure of the Zr-Nb binary alloy, and Figure 3 is a micrograph showing the metal structure of the Zr-Nb binary alloy. The figure is a schematic diagram of the relationship between metal structure and corrosion resistance, Figure 4 is a ternary equilibrium state diagram of Zr-Nb-8n alloy, and Figure 5 is Zr-Nb. Figure 6 is a perspective view of the channel box, Figure 7 is a process diagram showing the channel box manufacturing process of Example I, Figure 8 is A plan view and a side view thereof showing the shape of the spacer, FIG. 9 shows the spacer manufacturing process of Example ①,
Figure 0 is a sketch showing spacer processing, Figure 11 is a plan view and its perspective view showing the shape of a round cell spacer, Figure 12
The figure is a sectional view of the fuel assembly, FIG. 13 is a plan view of the spacer, and FIG. 14 is a side view thereof. DESCRIPTION OF SYMBOLS 1... Fuel rod (including fuel cladding tube), 2... Spacer, 3... Channel box, 6... Spacer bar, 7... Spacer plate spring, 8... Welded part, 9・・・
・Spacer divider-1lo...timple, 11・
... Spacer chopsticks 1 mouth Nb + Fla (wt % less 2 figures 4 figures Nb (wt /,) 60 Np attached No. 106 No. 11 No. 1Z of the mouth 'r' diagonal (3rd close)

Claims (1)

【特許請求の範囲】 １、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、残部がジルコニウムよ
りなるジルコニウム−ニオブ−錫合金により構成されて
おり、且つ溶接部と溶接熱影響部及び非溶接部がいずれ
も実質的に平衡相組織を有することを特徴とする原子炉
用燃料集合体。 ２、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、残部がジルコニウムよ
りなるジルコニウム−ニオブ−錫合金により構成されて
おり、 且つ溶接部と 溶接熱影響部及び非溶接部がいずれも全平衡相組織を有
することを特徴とする原子炉用燃料集合体。 ３、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、残部がジルコニウムよ
りなるジルコニウム−ニオブ−錫合金により構成されて
おり且つ溶接部と溶接熱影響部が面積率で８５％以上の
平衡相と残部針状の非平衡相からなり、非溶接部が平衡
相組織を有することを特徴とする原子炉用燃料集合体。 ４、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、残部がジルコニウムよ
りなるジルコニウム−ニオブ−錫合金により構成されて
おり且つ溶接部と溶接熱影響部が全平衡相組織或は平衡
相を面積率で８５％以上含み残部が針状の非平衡相より
なる混在相組織のいずれかよりなり、非溶接部が粒状の
平衡相よりなる再結晶組織を有することを特徴とする原
子炉用燃料集合体。 ５、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、残部がジルコニウムよ
りなるジルコニウム−ニオブ−錫合金により構成されて
おり且つ溶接後の時効処理によって溶接部及び溶接熱影
響部が平衡相のみ又は面積率で８５％以上の平衡相と残
部針状の非平衡相との混在相を有し、非溶接部が粒状の
平衡相組織を有することを特徴とする原子炉用燃料集合
体。 ６、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％を錫≧２×ニオブ重量％
−３．０を満足するように含み、モリブデンを０．１〜
０．８重量％含み、残部がジルコニウムよりなるジルコ
ニウム−ニオブ−錫合金により構成されており、且つ溶
接部と溶接熱影響部及び非溶接部がいずれも実質的に平
衡相組織を有することを特徴とする原子炉用燃料集合体
。 ７、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％及びモリブデン０．１〜
０．８重量％を錫≧２×ニオブ重量％−３．０、ニオブ
重量％＋モリブデン重量％≧１．５重量％を満足するよ
うに含み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム−
ニオブ−錫合金により構成されており、且つ溶接部と溶
接熱影響部及び非溶接部がいずれも実質的に平衡相組織
を有することを特徴とする原子炉用燃料集合体。 ８、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％及びモリブデン０．１〜
０．８重量％を錫≧２×ニオブ重量％−３．０、ニオブ
重量％＋モリブデン重量％≧１．５重量％を満足するよ
うに含み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム−
ニオブ−錫合金により構成されており、且つ溶接部と溶
接熱影響部及び非溶接部がいずれも全平衡相組織を有す
ることを特徴とする原子炉用燃料集合体。 ９、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものよりな
る燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内の
前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子炉
用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前記
スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２重
量％と錫０．５〜１．５重量％及びモリブデン０．１〜
０．８重量％を錫≧２×ニオブ重量％−３．０、ニオブ
重量％＋モリブデン重量％≧１．５重量％を満足するよ
うに含み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム−
ニオブ−錫合金により構成されており且つ溶接部と溶接
熱影響部が面積率で８５％以上の平衡相と残部針状の非
平衡相からなり、非溶接部が平衡相組織よりなることを
特徴とする原子炉用燃料集合体。 １０、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものより
なる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内
の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と
前記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子
炉用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２
重量％と錫０．５〜１．５重量％及びモリブデン０．１
〜０．８重量％を錫≧２×ニオブ重量％−３．０、ニオ
ブ量＋モリブデン量≧１．５重量％を満足するように含
み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム−ニオブ
−錫合金により構成されており、且つ溶接部と溶接熱影
響が平衡相組織或は平衡相を面積率で８５％以上含み残
部が針状の非平衡相よりなる混在相組織のいずれかより
なり、非溶接部が粒状の平衡相よりなる再結晶組織を有
することを特徴とする原子炉用燃料集合体。 １１、燃料ペレットを燃料被覆管内に内蔵したものより
なる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒及び該筒内
の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを具備し、前記筒と
前記スペーサの少なくとも一方が溶接構造よりなる原子
炉用燃料集合体において、溶接構造よりなる前記筒と前
記スペーサの少なくとも一方が、ニオブ０．５〜２．２
重量％と錫０．５〜１．５重量％及びモリブデン０．１
〜０．８重量％を錫≧２×ニオブ重量％−３．０、ニオ
ブ重量％＋モリブデン重量％≧１．５重量％を満足する
ように含み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム
−ニオブ−錫合金により構成されており且つ溶接後の時
効処理によって溶接部及び溶接熱影響部が平衡相のみ又
は面積率で８５％以上の平衡相と残部針状の非平衡相の
混在相を有し、非溶接部が粒状の平衡相組織を有するこ
とを特徴とする原子炉用燃料集合体。[Scope of Claims] 1. A fuel rod comprising fuel pellets housed in a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5% by weight of tin. ~1.5 wt% tin ≧ 2 x niobium wt%
-3.0, with the remainder being zirconium, and the welded area, welded heat affected zone, and non-welded area substantially have an equilibrium phase structure. A nuclear reactor fuel assembly comprising: 2. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. Tin≧2×niobium weight%
-3.0, and the remaining part is composed of zirconium-niobium-tin alloy, and the welded part, weld heat affected zone, and non-welded part all have a total equilibrium phase structure. A nuclear reactor fuel assembly characterized by: 3. A fuel rod consisting of fuel pellets housed in a fuel cladding tube, a cylinder for housing a plurality of the fuel rods, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. Tin≧2×niobium weight%
-3.0, and the remainder is composed of zirconium-niobium-tin alloy, and the weld zone and weld heat-affected zone have an equilibrium phase with an area ratio of 85% or more, and the remainder is an acicular phase. 1. A nuclear reactor fuel assembly comprising a non-equilibrium phase and having a non-welded portion having an equilibrium phase structure. 4. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. Tin≧2×niobium weight%
-3.0 and the remainder is zirconium, and the weld zone and weld heat affected zone have an area ratio of 85% of the total equilibrium phase structure or equilibrium phase. A fuel assembly for a nuclear reactor, characterized in that the remaining part has a mixed phase structure consisting of an acicular nonequilibrium phase, and the non-welded part has a recrystallized structure consisting of a granular equilibrium phase. 5. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder for housing a plurality of the fuel rods, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. Tin≧2×niobium weight%
-3.0, and the remainder is zirconium, and is made of a zirconium-niobium-tin alloy that satisfies zirconium, and is made of a zirconium-niobium-tin alloy that satisfies A fuel assembly for a nuclear reactor, characterized in that it has a mixed phase of % or more of an equilibrium phase and the remainder an acicular non-equilibrium phase, and a non-welded part has a granular equilibrium phase structure. 6. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder for housing a plurality of the fuel rods, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. Tin≧2×niobium weight%
Contains molybdenum from 0.1 to 0.1 to satisfy −3.0.
It is composed of a zirconium-niobium-tin alloy containing 0.8% by weight and the remainder is zirconium, and is characterized in that the welded part, weld heat affected zone, and non-welded part all have a substantially equilibrium phase structure. Fuel assembly for nuclear reactor. 7. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder for storing a plurality of the fuel rods, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. and molybdenum 0.1~
Zirconium containing 0.8% by weight to satisfy the following conditions: tin≧2×niobium weight%−3.0, niobium weight%+molybdenum weight%≧1.5% by weight, and the remainder is zirconium.
1. A fuel assembly for a nuclear reactor, which is made of a niobium-tin alloy and has a welded part, a welded heat-affected zone, and a non-welded part each having a substantially balanced phase structure. 8. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. and molybdenum 0.1~
Zirconium containing 0.8% by weight to satisfy the following conditions: tin≧2×niobium weight%−3.0, niobium weight%+molybdenum weight%≧1.5% by weight, and the remainder is zirconium.
A fuel assembly for a nuclear reactor, which is made of a niobium-tin alloy and has a welded part, a welded heat-affected zone, and a non-welded part all having an equilibrium phase structure. 9. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder for housing a plurality of the fuel rods, and a spacer for partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly in which at least one of the cylinders and the spacer has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure and contains 0.5 to 2.2% by weight of niobium and 0.5 to 1.5% by weight of tin. and molybdenum 0.1~
Zirconium containing 0.8% by weight to satisfy the following conditions: tin≧2×niobium weight%−3.0, niobium weight%+molybdenum weight%≧1.5% by weight, and the remainder is zirconium.
It is composed of a niobium-tin alloy, and is characterized in that the welded part and weld heat affected zone are composed of an equilibrium phase with an area ratio of 85% or more, and the remainder is an acicular non-equilibrium phase, and the non-welded part is composed of an equilibrium phase structure. Fuel assembly for nuclear reactor. 10. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly, at least one of which has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure, and at least one of the cylinder and the spacer has a niobium content of 0.5 to 2.2%.
wt% and tin 0.5-1.5 wt% and molybdenum 0.1
Constructed of a zirconium-niobium-tin alloy containing ~0.8% by weight to satisfy tin ≧ 2 × niobium weight % - 3.0, niobium amount + molybdenum amount ≧ 1.5 weight %, and the remainder being zirconium. and the welding area and the welding heat influence are either an equilibrium phase structure or a mixed phase structure in which the area ratio of the equilibrium phase is 85% or more and the remainder is an acicular non-equilibrium phase, and the non-weld area is A nuclear reactor fuel assembly characterized by having a recrystallized structure consisting of a granular equilibrium phase. 11. A fuel rod consisting of fuel pellets built into a fuel cladding tube, a cylinder housing a plurality of the fuel rods, and a spacer partitioning between the fuel rods in the cylinder, and a spacer between the cylinder and the spacer. In a nuclear reactor fuel assembly, at least one of which has a welded structure, at least one of the cylinder and the spacer has a welded structure, and at least one of the cylinder and the spacer has a niobium content of 0.5 to 2.2%.
wt% and tin 0.5-1.5 wt% and molybdenum 0.1
A zirconium-niobium-tin alloy containing ~0.8% by weight to satisfy the following conditions: tin≧2×niobium%-3.0, niobium%+molybdenum%≧1.5% by weight, and the remainder is zirconium. and by aging treatment after welding, the weld zone and the weld heat-affected zone have only an equilibrium phase or a mixed phase of an equilibrium phase with an area ratio of 85% or more and the remainder an acicular non-equilibrium phase, and the weld is not welded. A fuel assembly for a nuclear reactor, characterized in that a portion thereof has a granular equilibrium phase structure.