JPH09125213A - 耐摩耗性焼結合金とその製造法及びそれを用いた制御棒駆動装置と原子炉 - Google Patents
耐摩耗性焼結合金とその製造法及びそれを用いた制御棒駆動装置と原子炉Info
- Publication number
- JPH09125213A JPH09125213A JP7287029A JP28702995A JPH09125213A JP H09125213 A JPH09125213 A JP H09125213A JP 7287029 A JP7287029 A JP 7287029A JP 28702995 A JP28702995 A JP 28702995A JP H09125213 A JPH09125213 A JP H09125213A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- control rod
- roller
- wear
- alloy
- housing
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Classifications
-
- G—PHYSICS
- G21—NUCLEAR PHYSICS; NUCLEAR ENGINEERING
- G21C—NUCLEAR REACTORS
- G21C7/00—Control of nuclear reaction
- G21C7/06—Control of nuclear reaction by application of neutron-absorbing material, i.e. material with absorption cross-section very much in excess of reflection cross-section
- G21C7/08—Control of nuclear reaction by application of neutron-absorbing material, i.e. material with absorption cross-section very much in excess of reflection cross-section by displacement of solid control elements, e.g. control rods
- G21C7/10—Construction of control elements
- G21C7/113—Control elements made of flat elements; Control elements having cruciform cross-section
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C1/00—Making non-ferrous alloys
- C22C1/04—Making non-ferrous alloys by powder metallurgy
- C22C1/05—Mixtures of metal powder with non-metallic powder
- C22C1/059—Making alloys comprising less than 5% by weight of dispersed reinforcing phases
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22C—ALLOYS
- C22C32/00—Non-ferrous alloys containing at least 5% by weight but less than 50% by weight of oxides, carbides, borides, nitrides, silicides or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides, whether added as such or formed in situ
- C22C32/0047—Non-ferrous alloys containing at least 5% by weight but less than 50% by weight of oxides, carbides, borides, nitrides, silicides or other metal compounds, e.g. oxynitrides, sulfides, whether added as such or formed in situ with carbides, nitrides, borides or silicides as the main non-metallic constituents
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- 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
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Dispersion Chemistry (AREA)
- Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
- Plasma & Fusion (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- High Energy & Nuclear Physics (AREA)
- Powder Metallurgy (AREA)
- Rolls And Other Rotary Bodies (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】原子力プラントの制御棒駆動機構の摺動部にコ
バルトを含まない耐摩耗材料を適用することによって、
コバルトの溶出による放射線量の低減を図るとともに、
高荷重下での制御棒の円滑な駆動を長期間にわたって保
証する。 【解決手段】硬さがＨｖ３００以下で、クロムを含有す
るニッケル基合金あるいは鉄基合金の軟らかい基地中
に、大きさが２０〜１００ミクロンの粗大硬質相を体積
比で５〜３０％分散させた耐摩耗合金からなるローラと
ピンを用いた制御棒駆動機構とそれを用いた原子炉。
バルトを含まない耐摩耗材料を適用することによって、
コバルトの溶出による放射線量の低減を図るとともに、
高荷重下での制御棒の円滑な駆動を長期間にわたって保
証する。 【解決手段】硬さがＨｖ３００以下で、クロムを含有す
るニッケル基合金あるいは鉄基合金の軟らかい基地中
に、大きさが２０〜１００ミクロンの粗大硬質相を体積
比で５〜３０％分散させた耐摩耗合金からなるローラと
ピンを用いた制御棒駆動機構とそれを用いた原子炉。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は耐摩耗性と同時に耐
食性，耐衝撃性に優れた耐摩耗材料に係り、特に原子炉
プラントにおいて制御棒駆動装置に使用される摺動部材
に好適な耐摩耗合金に関する。
食性，耐衝撃性に優れた耐摩耗材料に係り、特に原子炉
プラントにおいて制御棒駆動装置に使用される摺動部材
に好適な耐摩耗合金に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来原子力プラントにおける摺動部材に
はコバルト基合金が使用されており、制御棒のガイド用
ローラやブッシュ等にはステライトと称するコバルト合
金が適用されている。この合金はコバルトを主成分と
し、クロムを２８〜３０％、炭素を２〜２.５％ 、さら
にタングステン，鉄，ニッケルを少量含有している。高
クロムであるために耐食性が良く、また高炭素であるた
めに硬さが高く耐摩耗性に優れている。
はコバルト基合金が使用されており、制御棒のガイド用
ローラやブッシュ等にはステライトと称するコバルト合
金が適用されている。この合金はコバルトを主成分と
し、クロムを２８〜３０％、炭素を２〜２.５％ 、さら
にタングステン，鉄，ニッケルを少量含有している。高
クロムであるために耐食性が良く、また高炭素であるた
めに硬さが高く耐摩耗性に優れている。
【０００３】しかしながら、この合金部材が高温高圧の
原子炉水中におかれるとコバルトが炉水中に溶出し、こ
れが燃料被覆管表面に付着して放射化され、再び溶出し
て炉水中を循環する。その結果、プラント定期検査や補
修時における被爆線量が増大し運転休止期間が長期化し
てプラントの稼働率を低下させる。
原子炉水中におかれるとコバルトが炉水中に溶出し、こ
れが燃料被覆管表面に付着して放射化され、再び溶出し
て炉水中を循環する。その結果、プラント定期検査や補
修時における被爆線量が増大し運転休止期間が長期化し
てプラントの稼働率を低下させる。
【０００４】このようなコバルトの溶出による線量の増
大を防止するにはコバルト基合金に替わる耐摺動材料を
適用する必要が有る。
大を防止するにはコバルト基合金に替わる耐摺動材料を
適用する必要が有る。
【０００５】コバルトを成分元素としない耐摺動材料と
して、既に特公昭59−52228 号が開示されている。これ
はローラ材にニッケル基合金を用いたものであるが、耐
摩耗性がコバルト基合金に及ばないため機械的荷重の高
い摺動部では摩耗による寸法変化が大きくなり、長期間
の使用に耐えられない。また、特公昭58−23454 号には
クロム，ニオブを添加したニッケル基合金が開示されて
いるが、ステライトに比べ衝撃値が低くスクラム時の衝
撃荷重に対する信頼性に難点があった。
して、既に特公昭59−52228 号が開示されている。これ
はローラ材にニッケル基合金を用いたものであるが、耐
摩耗性がコバルト基合金に及ばないため機械的荷重の高
い摺動部では摩耗による寸法変化が大きくなり、長期間
の使用に耐えられない。また、特公昭58−23454 号には
クロム，ニオブを添加したニッケル基合金が開示されて
いるが、ステライトに比べ衝撃値が低くスクラム時の衝
撃荷重に対する信頼性に難点があった。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明はこのような従
来材料の難点を解決するためになされたもので、高温水
中，高荷重下で原子炉制御棒の円滑な駆動を長期間にわ
たって保証するため、耐摩耗性がステライトより優れ、
かつスクラム時の高速駆動による衝撃荷重に対しても信
頼性が高く、またコバルトの溶出がなく、被爆線量を低
減した耐摩耗性合金とその製造法及びそれを用いた制御
棒駆動装置と原子力炉を提供するにある。
来材料の難点を解決するためになされたもので、高温水
中，高荷重下で原子炉制御棒の円滑な駆動を長期間にわ
たって保証するため、耐摩耗性がステライトより優れ、
かつスクラム時の高速駆動による衝撃荷重に対しても信
頼性が高く、またコバルトの溶出がなく、被爆線量を低
減した耐摩耗性合金とその製造法及びそれを用いた制御
棒駆動装置と原子力炉を提供するにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明は、鉄基又はニッ
ケル基合金の軟質基地中に非析出及び非晶出硬質粒子が
分散した合金であって、摺動摩耗により前記硬質粒子が
破壊し細かい粒子となって摩耗面に分散し、かつ前記軟
質基地中に埋め込まれるようにしたことを特徴とする耐
摩耗性焼結合金にある。
ケル基合金の軟質基地中に非析出及び非晶出硬質粒子が
分散した合金であって、摺動摩耗により前記硬質粒子が
破壊し細かい粒子となって摩耗面に分散し、かつ前記軟
質基地中に埋め込まれるようにしたことを特徴とする耐
摩耗性焼結合金にある。
【０００８】本発明は、軟質の基地中に平均粒径１０〜
１２０μｍの硬質粒子が体積比で５〜３０％分散してお
り、前記基地の硬さがＨｖ１００〜３００であることを
特徴とする耐摩耗性焼結合金にある。
１２０μｍの硬質粒子が体積比で５〜３０％分散してお
り、前記基地の硬さがＨｖ１００〜３００であることを
特徴とする耐摩耗性焼結合金にある。
【０００９】本発明は、クロム１５〜３０重量％含有す
る鉄基又はニッケル基合金中にヴィッカース硬さ１００
０〜２０００である硬質粒子が分散していることを特徴
とする耐摩耗性焼結合金にある。
る鉄基又はニッケル基合金中にヴィッカース硬さ１００
０〜２０００である硬質粒子が分散していることを特徴
とする耐摩耗性焼結合金にある。
【００１０】本発明は、クロム１５〜３０重量％含有す
る鉄基又はニッケル基合金中に平均粒径１０〜１２０μ
ｍの硬質粒子が分散していることを特徴とする耐摩耗性
焼結合金にある。
る鉄基又はニッケル基合金中に平均粒径１０〜１２０μ
ｍの硬質粒子が分散していることを特徴とする耐摩耗性
焼結合金にある。
【００１１】本発明は、クロム１５〜３０重量％を含有
する鉄基又はニッケル基合金中にヴィッカース硬さが１
０００〜２０００である非析出又は非晶出の炭化物及び
窒化物粒子の１種以上が分散していることを特徴とする
耐摩耗性焼結合金にある。
する鉄基又はニッケル基合金中にヴィッカース硬さが１
０００〜２０００である非析出又は非晶出の炭化物及び
窒化物粒子の１種以上が分散していることを特徴とする
耐摩耗性焼結合金にある。
【００１２】本発明は、クロム１５〜３０重量％を含む
鉄基又はニッケル基合金中に平均粒径が１０〜１２０μ
ｍのクロム炭化物及びクロム窒化物粒子の１種以上が分
散していることを特徴とする耐摩耗性焼結合金にある。
鉄基又はニッケル基合金中に平均粒径が１０〜１２０μ
ｍのクロム炭化物及びクロム窒化物粒子の１種以上が分
散していることを特徴とする耐摩耗性焼結合金にある。
【００１３】本発明は、ハウジングと、該ハウジング内
に設けられた中空ピストンと、該中空ピストンを上下に
駆動する駆動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウ
ジング内のチューブとの間で該チューブに設けられたロ
ーラと、該ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒
駆動装置において、前記ローラが前述の合金によって構
成されることを特徴とする。
に設けられた中空ピストンと、該中空ピストンを上下に
駆動する駆動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウ
ジング内のチューブとの間で該チューブに設けられたロ
ーラと、該ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒
駆動装置において、前記ローラが前述の合金によって構
成されることを特徴とする。
【００１４】本発明の制御棒駆動装置は、前記ローラと
ピンは該ローラとピンとの摺動幅０.７５mm 当り１kgの
荷重下で、２８８℃高温水中での前記ローラとピンの両
者の摩耗減量が摺動幅７.５mm に対し摺動距離１km当り
１０mg以下の鉄基又はニッケル基合金によって構成され
ることを特徴とする。
ピンは該ローラとピンとの摺動幅０.７５mm 当り１kgの
荷重下で、２８８℃高温水中での前記ローラとピンの両
者の摩耗減量が摺動幅７.５mm に対し摺動距離１km当り
１０mg以下の鉄基又はニッケル基合金によって構成され
ることを特徴とする。
【００１５】本発明の制御棒駆動装置は、前記ローラは
前記ピンとの摺動幅０.７５mm 当り１kgの荷重下で、２
８８℃高温水中での摩耗減量が摺動幅７.５mm に対し摺
動距離１km当り８.５mg 以下である鉄基又はニッケル基
合金よりなることを特徴とする。
前記ピンとの摺動幅０.７５mm 当り１kgの荷重下で、２
８８℃高温水中での摩耗減量が摺動幅７.５mm に対し摺
動距離１km当り８.５mg 以下である鉄基又はニッケル基
合金よりなることを特徴とする。
【００１６】本発明の制御棒駆動装置において、前記ピ
ンは前記ローラとの摺動幅０.７５mm当り１kgの荷重下
で、２８８℃高温水中での摩耗減量が摺動幅７.５mm に
対し摺動距離１km当り４.５mg 以下である鉄基又はニッ
ケル基合金よりなることを特徴とする。
ンは前記ローラとの摺動幅０.７５mm当り１kgの荷重下
で、２８８℃高温水中での摩耗減量が摺動幅７.５mm に
対し摺動距離１km当り４.５mg 以下である鉄基又はニッ
ケル基合金よりなることを特徴とする。
【００１７】本発明は、圧力容器と、該圧力容器内に設
けられた燃料集合体と、該燃料集合体間に設けられる制
御棒と、該制御棒を駆動する制御棒駆動装置とを備えた
原子炉において、該原子炉は燃焼度が４５ＧＷｄ／ｔ以
上であり、前記燃料集合体を構成する最外周のチャンネ
ルボックスはその燃焼度８ＧＷｄ／ｔ当りの曲がり量が
０.８mm 以下及び前記燃焼度４５ＧＷｄ／ｔでの曲がり
量が２.８mm 以下であり、前記制御棒駆動装置が３０年
以上無交換で使用でき、稼働率を８５％以上としたこと
を特徴とする。
けられた燃料集合体と、該燃料集合体間に設けられる制
御棒と、該制御棒を駆動する制御棒駆動装置とを備えた
原子炉において、該原子炉は燃焼度が４５ＧＷｄ／ｔ以
上であり、前記燃料集合体を構成する最外周のチャンネ
ルボックスはその燃焼度８ＧＷｄ／ｔ当りの曲がり量が
０.８mm 以下及び前記燃焼度４５ＧＷｄ／ｔでの曲がり
量が２.８mm 以下であり、前記制御棒駆動装置が３０年
以上無交換で使用でき、稼働率を８５％以上としたこと
を特徴とする。
【００１８】本発明の原子炉における制御棒駆動装置
は、前述の制御棒駆動装置からなることを特徴とする。
は、前述の制御棒駆動装置からなることを特徴とする。
【００１９】本発明は、前述の耐摩耗性焼結合金よりな
ることを特徴とする制御棒駆動装置用ローラにある。
ることを特徴とする制御棒駆動装置用ローラにある。
【００２０】本発明は、鉄基合金又はニッケル基合金粉
末と、非酸化物硬質粉末との混合粉末を加熱加圧焼結す
ることにより合金中に非析出及び非晶出硬質粒子を分散
させてなることを特徴とする耐摩耗性焼結合金の製造法
にある。
末と、非酸化物硬質粉末との混合粉末を加熱加圧焼結す
ることにより合金中に非析出及び非晶出硬質粒子を分散
させてなることを特徴とする耐摩耗性焼結合金の製造法
にある。
【００２１】本発明は、原子炉圧力容器内に収納された
原子燃料によって得られた熱出力で蒸気タービンを回
し、該蒸気タービンの回転によって発電機を駆動し、そ
れによって電気出力を得る原子力発電プラントにおい
て、前記原子炉の熱出力が3200MW以上，原子炉圧力７.
０ＭＰａ 以上，原子炉水温度２８８℃以上，前記電気
出力が１１００ＭＷ以上であり、前記原子炉圧力容器内
に設けられた中性子源パイプ，炉心支持板，中性子計装
管，制御棒挿入パイプ，シュラウド及び上部格子板の各
構成部品の少なくとも一つを３０年以上無交換で使用で
き、稼働率を８５％以上としたことを特徴とする原子力
発電プラントにある。
原子燃料によって得られた熱出力で蒸気タービンを回
し、該蒸気タービンの回転によって発電機を駆動し、そ
れによって電気出力を得る原子力発電プラントにおい
て、前記原子炉の熱出力が3200MW以上，原子炉圧力７.
０ＭＰａ 以上，原子炉水温度２８８℃以上，前記電気
出力が１１００ＭＷ以上であり、前記原子炉圧力容器内
に設けられた中性子源パイプ，炉心支持板，中性子計装
管，制御棒挿入パイプ，シュラウド及び上部格子板の各
構成部品の少なくとも一つを３０年以上無交換で使用で
き、稼働率を８５％以上としたことを特徴とする原子力
発電プラントにある。
【００２２】原子力プラントの制御棒駆動装置は従来の
水圧駆動式のものから電動モータによる微動駆動が可能
な新しいタイプのものに変わりつつある。この新タイプ
の制御棒駆動装置では中空ピストンの動きを円滑にする
ため、ガイドローラが使用されるが、従来の制御棒用ロ
ーラに比べ桁違いに負荷荷重が大きく、より高い耐摩耗
性が要求される。また、緊急時のピストンの高速駆動に
対しては衝撃荷重による破損に対する高い信頼性が要求
される。
水圧駆動式のものから電動モータによる微動駆動が可能
な新しいタイプのものに変わりつつある。この新タイプ
の制御棒駆動装置では中空ピストンの動きを円滑にする
ため、ガイドローラが使用されるが、従来の制御棒用ロ
ーラに比べ桁違いに負荷荷重が大きく、より高い耐摩耗
性が要求される。また、緊急時のピストンの高速駆動に
対しては衝撃荷重による破損に対する高い信頼性が要求
される。
【００２３】このローラにおいて、摩耗は主としてロー
ラ内周面とローラを支持する固定ピンの表面で生ずる。
この場合、摩耗は高温水中における無潤滑摩耗であり、
ローラとピンの相対的なすべり運動による凝着摩耗とな
る。この凝着摩耗においては、接触部で凝着による剪断
応力が生じ、摺動面近傍に塑性流動層が形成される。繰
返し摺動を受けることによって、最終的に塑性流動層の
一部が破断分離し摩耗粉となる。したがって、凝着摩耗
による損傷を少なくするには、接触部での塑性変形を抑
制すべく合金には一定レベル以上の硬さあるいは強度を
付与することが必要である。そのために合金成分の調整
による硬質相の析出強化あるいは分散強化が図られてい
る。もちろん、硬さを過度に高くすると靭性が低下し衝
撃荷重で割れやすくなるので適正なレベルに調整する必
要が有る。従来材料におけるこのような硬質相は摺動面
における塑性変形を抑制するという面で耐摩耗性の向上
に有効であったが、耐摩耗性に対し最も本質的な凝着の
抑制ということに対してはあまり効果がなかった。すな
わち従来材料における硬質相の大きさは比較的小さいた
め、塑性流動によって硬質相の表面が母相の金属によっ
て容易に覆われてしまうため凝着の抑制に効果がなかっ
た。また、制御棒駆動機構におけるガイドローラは高温
水中で長期間使用されるため、それに耐えうる十分な耐
食性も兼ね備えている必要がある。
ラ内周面とローラを支持する固定ピンの表面で生ずる。
この場合、摩耗は高温水中における無潤滑摩耗であり、
ローラとピンの相対的なすべり運動による凝着摩耗とな
る。この凝着摩耗においては、接触部で凝着による剪断
応力が生じ、摺動面近傍に塑性流動層が形成される。繰
返し摺動を受けることによって、最終的に塑性流動層の
一部が破断分離し摩耗粉となる。したがって、凝着摩耗
による損傷を少なくするには、接触部での塑性変形を抑
制すべく合金には一定レベル以上の硬さあるいは強度を
付与することが必要である。そのために合金成分の調整
による硬質相の析出強化あるいは分散強化が図られてい
る。もちろん、硬さを過度に高くすると靭性が低下し衝
撃荷重で割れやすくなるので適正なレベルに調整する必
要が有る。従来材料におけるこのような硬質相は摺動面
における塑性変形を抑制するという面で耐摩耗性の向上
に有効であったが、耐摩耗性に対し最も本質的な凝着の
抑制ということに対してはあまり効果がなかった。すな
わち従来材料における硬質相の大きさは比較的小さいた
め、塑性流動によって硬質相の表面が母相の金属によっ
て容易に覆われてしまうため凝着の抑制に効果がなかっ
た。また、制御棒駆動機構におけるガイドローラは高温
水中で長期間使用されるため、それに耐えうる十分な耐
食性も兼ね備えている必要がある。
【００２４】本発明はかかることがらを考慮してなされ
たものである。すなわち、本発明の最も重要な点は、塑
性流動によって表面が完全に覆われることのない充分な
大きさをもった硬質相を比較的軟らかい基地中に適度に
分散することである。このような粗大硬質相は塑性流動
を抑制することはもちろん、塑性流動によって全部の表
面を覆われることがないから、たえず摩耗表面に露出し
凝着を抑制できるのである。粗大硬質相を分散する他の
理由は、相手材との摺動により一部に損耗が生ずると、
粗大硬質相の露出した部分が細かく砕かれて摺動面に密
に分散し、さらに軟らかい基地中に埋め込まれることに
より、損耗前の状態よりもはるかに強固な摺動面が形成
されることにある。すなわち、軟らかい基地中に粗大硬
質相が微粒子となって分散することによって自己補償機
能が発現し、それにより飛躍的に耐摩耗性が向上するの
である。この場合硬質相は炭化物，窒化物あるいは硼化
物であり、塑性流動により表面を完全に覆われることな
く凝着の抑制に寄与するには、少なくとも２０ミクロン
の大きさが必要である。硬質相は大きくなるほど凝着抑
制に効果があるが１００ミクロンを超えるとその効果が
飽和し、かえって衝撃特性が低下する。この粗大硬質相
の分散量も本発明の合金にとって重要な因子である。す
なわち、粗大硬質相の量が体積比で５％以上になるとそ
の効果が顕著になり、３０％以上になるとかえって摩耗
量の増加がみられることから、５〜３０％とした。
たものである。すなわち、本発明の最も重要な点は、塑
性流動によって表面が完全に覆われることのない充分な
大きさをもった硬質相を比較的軟らかい基地中に適度に
分散することである。このような粗大硬質相は塑性流動
を抑制することはもちろん、塑性流動によって全部の表
面を覆われることがないから、たえず摩耗表面に露出し
凝着を抑制できるのである。粗大硬質相を分散する他の
理由は、相手材との摺動により一部に損耗が生ずると、
粗大硬質相の露出した部分が細かく砕かれて摺動面に密
に分散し、さらに軟らかい基地中に埋め込まれることに
より、損耗前の状態よりもはるかに強固な摺動面が形成
されることにある。すなわち、軟らかい基地中に粗大硬
質相が微粒子となって分散することによって自己補償機
能が発現し、それにより飛躍的に耐摩耗性が向上するの
である。この場合硬質相は炭化物，窒化物あるいは硼化
物であり、塑性流動により表面を完全に覆われることな
く凝着の抑制に寄与するには、少なくとも２０ミクロン
の大きさが必要である。硬質相は大きくなるほど凝着抑
制に効果があるが１００ミクロンを超えるとその効果が
飽和し、かえって衝撃特性が低下する。この粗大硬質相
の分散量も本発明の合金にとって重要な因子である。す
なわち、粗大硬質相の量が体積比で５％以上になるとそ
の効果が顕著になり、３０％以上になるとかえって摩耗
量の増加がみられることから、５〜３０％とした。
【００２５】基質相については細かく砕けた硬質相が埋
め込まれるに充分な軟らかさが必要であるとともに、高
温水に対する耐食性を確保することから、Ｈｖ３００以
下の硬さを有し、クロムを固溶したニッケルあるいは鉄
基合金を選んだ。クロム量は１５ｗｔ％以下では高温水
中での耐食性が充分でなく、３０ｗｔ％以上になるとか
えって靭性が低下することから、１５〜３０％とした。
特に、２０〜２５％が好ましい。
め込まれるに充分な軟らかさが必要であるとともに、高
温水に対する耐食性を確保することから、Ｈｖ３００以
下の硬さを有し、クロムを固溶したニッケルあるいは鉄
基合金を選んだ。クロム量は１５ｗｔ％以下では高温水
中での耐食性が充分でなく、３０ｗｔ％以上になるとか
えって靭性が低下することから、１５〜３０％とした。
特に、２０〜２５％が好ましい。
【００２６】Ｃは基地を強化するのになくてはならない
ものであるが、基地を軟らかく保つには０.０５％ 以
下、特に０.０３％ 以下が好ましく、下限値は０.００
５％ が好ましい。
ものであるが、基地を軟らかく保つには０.０５％ 以
下、特に０.０３％ 以下が好ましく、下限値は０.００
５％ が好ましい。
【００２７】Ｓｉは合金粉末を製造する際の脱酸剤等に
添加されるもので、１％以下が好ましい。特に、０.０
５〜０.５％が好ましい。
添加されるもので、１％以下が好ましい。特に、０.０
５〜０.５％が好ましい。
【００２８】ＭｎはＳｉと同様であり、２％以下が好ま
しく、より０.１〜０.５％が好ましく、Ｓｉと同様に製
造上から無添加とすることができる。
しく、より０.１〜０.５％が好ましく、Ｓｉと同様に製
造上から無添加とすることができる。
【００２９】Ａｌは耐酸化性及び基地の強化をするため
に６％以下添加される。特に、Ｎｉ基合金に対しての添
加が好ましい。
に６％以下添加される。特に、Ｎｉ基合金に対しての添
加が好ましい。
【００３０】Ｆｅ基合金に対してはＮｉはオーステナイ
ト系ステンレス鋼とするために８〜２０％加えられる。
特に８〜１３％が好ましい。
ト系ステンレス鋼とするために８〜２０％加えられる。
特に８〜１３％が好ましい。
【００３１】硬質粒子は、合金に対して非析出及び非晶
質相からなり、それによって微細な粒子として焼結によ
って製造され、合金中に微細な粒子として分散される。
また、硬質粒子は摺動面において他部材との摺動に際し
て破砕する程度の粒径を有し、特に平均粒径１０〜２０
０μｍが好ましく、より２０〜１００μｍが好ましい。
硬質粒子は非酸化物が基地との密着性が高いため好まし
く、炭化物，窒化物，硼化物，珪化物が好ましく、より
炭化物及び窒化物が好ましい。これらの硬質粒子は硬す
ぎると相手材を摩耗するので、適度の硬さを有するもの
が良く、Ｈｖが１０００〜２１００が好ましく、より１
０００〜１５５０が好ましい。
質相からなり、それによって微細な粒子として焼結によ
って製造され、合金中に微細な粒子として分散される。
また、硬質粒子は摺動面において他部材との摺動に際し
て破砕する程度の粒径を有し、特に平均粒径１０〜２０
０μｍが好ましく、より２０〜１００μｍが好ましい。
硬質粒子は非酸化物が基地との密着性が高いため好まし
く、炭化物，窒化物，硼化物，珪化物が好ましく、より
炭化物及び窒化物が好ましい。これらの硬質粒子は硬す
ぎると相手材を摩耗するので、適度の硬さを有するもの
が良く、Ｈｖが１０００〜２１００が好ましく、より１
０００〜１５５０が好ましい。
【００３２】炭化物として、Ｂ4Ｃ(５０００），ＳｉＣ
（４２００），ＴｉＣ(３２００)，ＺｒＣ（２８０
０），ＶＣ（２１００)，ＮｂＣ(２０５０)，ＴａＣ(１
５５０),Ｃｒ3Ｃ2(１３００)，Ｍｏ2Ｃ(１５００)，Ｗ
Ｃ(１７８０）等があるが、ＶＣ以下のヴィッカース硬
さを有するものが好ましい。( ）内はヴィッカース硬さ
である。窒化物としてＳｉ3Ｎ4，ＡｌＮ,Ｃｒ3Ｎ2，硬
化物として、ＴｉＢ2(3370)，ＺｒＢ2(２３００)，ＶＢ
2(２０７０),ＣｒＢ2(１８００),ＮｂＢ2(２２００)
等、珪化物として、ＴｉＳｉ2(８７０），ＺｒＳｉ(１
１２５），ＶＳｉ2(1090)，Ｎｂ5Ｓｉ2（１０５０），
ＴａＳｉ2(１５６３），Ｃｒ3Ｓｉ2（１２８０），Ｍｏ
Ｓｉ2(１２９０），ＷＳｉ2(１０９０）等がある。
（４２００），ＴｉＣ(３２００)，ＺｒＣ（２８０
０），ＶＣ（２１００)，ＮｂＣ(２０５０)，ＴａＣ(１
５５０),Ｃｒ3Ｃ2(１３００)，Ｍｏ2Ｃ(１５００)，Ｗ
Ｃ(１７８０）等があるが、ＶＣ以下のヴィッカース硬
さを有するものが好ましい。( ）内はヴィッカース硬さ
である。窒化物としてＳｉ3Ｎ4，ＡｌＮ,Ｃｒ3Ｎ2，硬
化物として、ＴｉＢ2(3370)，ＺｒＢ2(２３００)，ＶＢ
2(２０７０),ＣｒＢ2(１８００),ＮｂＢ2(２２００)
等、珪化物として、ＴｉＳｉ2(８７０），ＺｒＳｉ(１
１２５），ＶＳｉ2(1090)，Ｎｂ5Ｓｉ2（１０５０），
ＴａＳｉ2(１５６３），Ｃｒ3Ｓｉ2（１２８０），Ｍｏ
Ｓｉ2(１２９０），ＷＳｉ2(１０９０）等がある。
【００３３】Ｆｅ基合金の組成として、重量で、Ｃ０.
０５％ 以下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，１５〜３
０％及びＮｉ８〜２０％を含むステンレス鋼に対し硬質
粒子を５〜３０体積％を含む焼結合金が好ましい。より
好ましくは前述の各元素の好ましい組成とするものであ
る。
０５％ 以下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下，１５〜３
０％及びＮｉ８〜２０％を含むステンレス鋼に対し硬質
粒子を５〜３０体積％を含む焼結合金が好ましい。より
好ましくは前述の各元素の好ましい組成とするものであ
る。
【００３４】Ｎｉ基合金の組成として、重量で、Ｃ０.
０５％ 以下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下及びＣｒ１
５〜３０％を含む合金からなり、これに５〜３０体積％
の硬質粒子を含む合金、更にＡｌを前述の含有量を含む
ものが好ましい。
０５％ 以下，Ｓｉ１％以下，Ｍｎ２％以下及びＣｒ１
５〜３０％を含む合金からなり、これに５〜３０体積％
の硬質粒子を含む合金、更にＡｌを前述の含有量を含む
ものが好ましい。
【００３５】本発明に係る被覆管，スペーサ，チャンネ
ルボックスとして、取出平均燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ以上
に対し以下の組成を有するＺｒ基合金が好ましい。ただ
しウォータロッドには同様に用いられるが、ジルカロイ
２合金を用いることができる。
ルボックスとして、取出平均燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ以上
に対し以下の組成を有するＺｒ基合金が好ましい。ただ
しウォータロッドには同様に用いられるが、ジルカロイ
２合金を用いることができる。
【００３６】Ｓｎは１％以下では十分な耐食性，強度が
得られず、また逆に２％を越えてもそれ以上の顕著な効
果が得られないだけでなく、加工性を低めるので、１〜
２％とする。特に、１.２〜１.７％が好ましい。
得られず、また逆に２％を越えてもそれ以上の顕著な効
果が得られないだけでなく、加工性を低めるので、１〜
２％とする。特に、１.２〜１.７％が好ましい。
【００３７】Ｆｅは耐食性，耐水素吸収性を高めるのに
０.０２％ 以上必要であるが、逆に０.５５％ を越えて
添加してもそれ以上の顕著な効果はなく、加工性を低め
るので、０.５５％ 以下とする。特に、０.２２〜０.３
０％が好ましい。
０.０２％ 以上必要であるが、逆に０.５５％ を越えて
添加してもそれ以上の顕著な効果はなく、加工性を低め
るので、０.５５％ 以下とする。特に、０.２２〜０.３
０％が好ましい。
【００３８】Ｎｉは微量で耐食性を顕著に高めるのに
０.０３％ 以上含有されるが、逆に水素吸収を促進して
脆化を起こすので、０.１６％以下とする。特に０.０５
〜0.10％が好ましい。
０.０３％ 以上含有されるが、逆に水素吸収を促進して
脆化を起こすので、０.１６％以下とする。特に０.０５
〜0.10％が好ましい。
【００３９】本発明のＺｒ基合金はＣｒを０.０５〜０.
１５％を含むことができる。Ｃｒは耐食性，強度を高め
るのに０.０５％ 以上必要であるが、逆に０.１５％ を
越えると加工性を低めるので０.０５〜０.１５％とす
る。
１５％を含むことができる。Ｃｒは耐食性，強度を高め
るのに０.０５％ 以上必要であるが、逆に０.１５％ を
越えると加工性を低めるので０.０５〜０.１５％とす
る。
【００４０】本発明に係る燃料集合体に用いられるＺｒ
基合金にはジルカロイ２（錫１.２〜１.７％ ，鉄０.０
７〜０.２０％，クロム０.０５〜０.１５％，ニッケル
0.03〜０.０８％ ，残部が実質的にジルコニウム）又は
ジルカロイ４（錫１.２〜1.7％，鉄０.１８〜０.２４
％，Ｎｉ０.００７％ 以下及び残部が実質的にジルコニ
ウム）があり、これらは前述の合金と組合わせ取出平均
燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ以下のものに応じて使用される。
基合金にはジルカロイ２（錫１.２〜１.７％ ，鉄０.０
７〜０.２０％，クロム０.０５〜０.１５％，ニッケル
0.03〜０.０８％ ，残部が実質的にジルコニウム）又は
ジルカロイ４（錫１.２〜1.7％，鉄０.１８〜０.２４
％，Ｎｉ０.００７％ 以下及び残部が実質的にジルコニ
ウム）があり、これらは前述の合金と組合わせ取出平均
燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ以下のものに応じて使用される。
【００４１】本発明に係る被覆管は、最終熱間加工後、
ジルコニウム基合金のα＋β相又はβ相温度範囲から急
冷する処理を施し、その後冷間加工と焼なまし処理を繰
返すことにより製造されたものであるのが好ましい。特
に、α＋β相温度からの急冷は、その後の冷間塑性加工
性がβ相急冷されたものに比較し高いことから好まし
い。
ジルコニウム基合金のα＋β相又はβ相温度範囲から急
冷する処理を施し、その後冷間加工と焼なまし処理を繰
返すことにより製造されたものであるのが好ましい。特
に、α＋β相温度からの急冷は、その後の冷間塑性加工
性がβ相急冷されたものに比較し高いことから好まし
い。
【００４２】合金は前述のβ相又はα＋β相からの急冷
を施したものが好ましく、その処理は最後の熱間塑性加
工後最後の冷間塑性加工前に施すのが好ましく、特に最
初の冷間塑性加工前に施すのが良い。
を施したものが好ましく、その処理は最後の熱間塑性加
工後最後の冷間塑性加工前に施すのが好ましく、特に最
初の冷間塑性加工前に施すのが良い。
【００４３】α＋β相は７９０〜９５０℃、α相は９５
０℃を越える温度より１１００℃以下とするのが好まし
く、これらの温度より流水，噴霧水等により急冷するの
が好ましい。特に、最初の冷間塑性加工前に行うのがよ
く、その場合素管内に水を流しながら外周より高周波加
熱により局部的に加熱する方法が好ましい。
０℃を越える温度より１１００℃以下とするのが好まし
く、これらの温度より流水，噴霧水等により急冷するの
が好ましい。特に、最初の冷間塑性加工前に行うのがよ
く、その場合素管内に水を流しながら外周より高周波加
熱により局部的に加熱する方法が好ましい。
【００４４】この結果、管内面側が焼入れされず延性が
高く、外面側が焼入れされ、耐食性が高いうえ水素吸収
率の高いものが得られる。α＋β相での加熱は温度によ
ってα相をβ相の形成量が異なるかつ、β相が主に形成
される温度を選ぶのが好ましい。α相は急冷しても変ら
ず、硬さの低い延性の高いものであり、β相に変った部
分からの急冷は硬さの高い針状の相が形成され、冷間加
工性が低い。しかし、α相がわずかながらでも混在する
ことによって高い冷間塑性加工性が得られ、耐食性及び
水素吸収率の低いものが得られる。β相として８０％〜
９５％の面積率になる温度で加熱し、急冷すのが好まし
い。加熱は短時間で行い、５分以内、特に５秒〜１分以
内が好ましい。長時間の加熱は結晶粒が成長するととも
に析出物が形成され、耐食性が低下するのでまずい。
高く、外面側が焼入れされ、耐食性が高いうえ水素吸収
率の高いものが得られる。α＋β相での加熱は温度によ
ってα相をβ相の形成量が異なるかつ、β相が主に形成
される温度を選ぶのが好ましい。α相は急冷しても変ら
ず、硬さの低い延性の高いものであり、β相に変った部
分からの急冷は硬さの高い針状の相が形成され、冷間加
工性が低い。しかし、α相がわずかながらでも混在する
ことによって高い冷間塑性加工性が得られ、耐食性及び
水素吸収率の低いものが得られる。β相として８０％〜
９５％の面積率になる温度で加熱し、急冷すのが好まし
い。加熱は短時間で行い、５分以内、特に５秒〜１分以
内が好ましい。長時間の加熱は結晶粒が成長するととも
に析出物が形成され、耐食性が低下するのでまずい。
【００４５】冷間加工後に焼なまし温度は５００〜７０
０℃が好ましく、特に５５０〜640℃が好ましい。６４
０℃以下では耐食性の高いものが得られる。この加熱は
Ａｒ中、又は高真空中で行うのが好ましい。真空度は１
０-4〜１０-5Torrが好ましく、焼なましによって合金表
面に酸化皮膜が実質的に形成させず、表面が無色の金属
光沢を有するのがよい。焼鈍時間は１〜５時間が好まし
い。
０℃が好ましく、特に５５０〜640℃が好ましい。６４
０℃以下では耐食性の高いものが得られる。この加熱は
Ａｒ中、又は高真空中で行うのが好ましい。真空度は１
０-4〜１０-5Torrが好ましく、焼なましによって合金表
面に酸化皮膜が実質的に形成させず、表面が無色の金属
光沢を有するのがよい。焼鈍時間は１〜５時間が好まし
い。
【００４６】
実施例１ 表１は摺動摩耗試験に供するローラを焼結法で作製する
ために用いた合金粉末の化学成分を示す。Ａ１〜Ａ６は
クロム量の異なるニッケル合金粉であり、Ａ７〜Ａ１２
はアルミ量の異なるニッケル合金粉である。これらの合
金粉末はアトマイズ法によって平均粒径約１５μｍのも
のを作製した。また、これらの粉末は粒径の異なる炭化
物及び窒化物粒子と種々の割合で混練し、約１２００℃
で、真空中、プレスしながら通電焼結法によってローラ
素材を作製した。さらにこれを機械加工により、外径１
７mm，内径５.５mm ，幅７.５mm のローラとした。焼結
体のボイド率は約１％位であった。
ために用いた合金粉末の化学成分を示す。Ａ１〜Ａ６は
クロム量の異なるニッケル合金粉であり、Ａ７〜Ａ１２
はアルミ量の異なるニッケル合金粉である。これらの合
金粉末はアトマイズ法によって平均粒径約１５μｍのも
のを作製した。また、これらの粉末は粒径の異なる炭化
物及び窒化物粒子と種々の割合で混練し、約１２００℃
で、真空中、プレスしながら通電焼結法によってローラ
素材を作製した。さらにこれを機械加工により、外径１
７mm，内径５.５mm ，幅７.５mm のローラとした。焼結
体のボイド率は約１％位であった。
【００４７】
【表１】
【００４８】表２は摺動摩耗試験において相手材となる
ピン材の化学成分（重量％）を示すものである。大気溶
解で作製したインゴットを熱間鍛造で棒状にし、さらに
冷間加工を３０％行った後、機械加工により直径５.５m
m のピンとした。いずれも焼結のままで試験に供した。
平均結晶粒径は３０μｍであった。
ピン材の化学成分（重量％）を示すものである。大気溶
解で作製したインゴットを熱間鍛造で棒状にし、さらに
冷間加工を３０％行った後、機械加工により直径５.５m
m のピンとした。いずれも焼結のままで試験に供した。
平均結晶粒径は３０μｍであった。
【００４９】また、本発明の合金との比較のために市販
のステライト＃３（ローラ）およびヘインズ＃２５（ピ
ン）のコバルト基合金も準備した。
のステライト＃３（ローラ）およびヘインズ＃２５（ピ
ン）のコバルト基合金も準備した。
【００５０】
【表２】
【００５１】摺動摩耗試験はローラにピンを挿入して試
験機に装着し、ピンを介してローラをステンレス（SUS3
16L ) 製の回転体に１０kgの荷重で押しつけて行った。
試験環境は実炉条件を模擬した２８８℃高温水中とし
た。
験機に装着し、ピンを介してローラをステンレス（SUS3
16L ) 製の回転体に１０kgの荷重で押しつけて行った。
試験環境は実炉条件を模擬した２８８℃高温水中とし
た。
【００５２】表３は硬質相をクロム炭化物としてＣｒ3
Ｃ2粉末を用い、基質相を２０ｗｔ％クロムを含むニッ
ケル合金（Ａ３）とし、炭化物サイズを変えて摩耗減量
との関係をみたものである。クロム炭化物の粒径を種々
変えて焼結した。この場合、炭化物量は体積比で１０％
と一定にした。摩耗試験は摺動速度０.０３cm／ｓ ，走
行距離１０kmで行い、１km当たりの重量減少量を摩耗減
量とした。表３に示すようにクロム炭化物粒子のサイズ
が２０〜３０ミクロン以上になるとローラおよびピンと
もに摩耗量が急激に小さくなり、従来のＣｏ基合金に比
べ著しく小さい摩耗量となる。炭化物が１００ミクロン
以上になるとやや摩耗量が増大することから、好ましい
範囲は２０〜１００ミクロンである。
Ｃ2粉末を用い、基質相を２０ｗｔ％クロムを含むニッ
ケル合金（Ａ３）とし、炭化物サイズを変えて摩耗減量
との関係をみたものである。クロム炭化物の粒径を種々
変えて焼結した。この場合、炭化物量は体積比で１０％
と一定にした。摩耗試験は摺動速度０.０３cm／ｓ ，走
行距離１０kmで行い、１km当たりの重量減少量を摩耗減
量とした。表３に示すようにクロム炭化物粒子のサイズ
が２０〜３０ミクロン以上になるとローラおよびピンと
もに摩耗量が急激に小さくなり、従来のＣｏ基合金に比
べ著しく小さい摩耗量となる。炭化物が１００ミクロン
以上になるとやや摩耗量が増大することから、好ましい
範囲は２０〜１００ミクロンである。
【００５３】
【表３】
【００５４】図２は炭化物の粒径と摩耗減量との関係を
示す線図である。図に示すようにローラは平均粒径１５
〜１２０μｍで高い耐摩耗性を有していることが分る。
また、ピンは炭化物の粒径が大きい程摩耗量が多くな
り、平均粒径５０μｍを越えるとやや急激に摩耗量が増
加することが分かる。特に、ローラ及びピンともに摩耗
量が少ない炭化物の平均粒径は１５〜８０μｍであるこ
とが分かる。より好ましくは２０〜６０μｍである。
示す線図である。図に示すようにローラは平均粒径１５
〜１２０μｍで高い耐摩耗性を有していることが分る。
また、ピンは炭化物の粒径が大きい程摩耗量が多くな
り、平均粒径５０μｍを越えるとやや急激に摩耗量が増
加することが分かる。特に、ローラ及びピンともに摩耗
量が少ない炭化物の平均粒径は１５〜８０μｍであるこ
とが分かる。より好ましくは２０〜６０μｍである。
【００５５】また、表３に示すオーステナイトステンレ
ス鋼をベースにした合金にクロム炭化物を分散した合金
での摩耗量は粒径が５μｍ以下では多いが、１０〜１０
０μｍではピン及びローラともに摩耗量が少ないが、１
００μｍを越えると摩耗量が多くなることが分る。
ス鋼をベースにした合金にクロム炭化物を分散した合金
での摩耗量は粒径が５μｍ以下では多いが、１０〜１０
０μｍではピン及びローラともに摩耗量が少ないが、１
００μｍを越えると摩耗量が多くなることが分る。
【００５６】表４は硬質相を窒化クロムとし、窒化物の
サイズを変えて同様の摩耗試験を行った結果をしめす。
硬質相が窒化クロムの場合でも２０〜１００ミクロンの
範囲で摩耗量が減少し、コバルト基合金よりも良好な耐
摩耗性を示す。表に示すように、窒化クロムを含有する
場合も炭化クロムとほぼ同様の傾向を示していることが
明らかである。
サイズを変えて同様の摩耗試験を行った結果をしめす。
硬質相が窒化クロムの場合でも２０〜１００ミクロンの
範囲で摩耗量が減少し、コバルト基合金よりも良好な耐
摩耗性を示す。表に示すように、窒化クロムを含有する
場合も炭化クロムとほぼ同様の傾向を示していることが
明らかである。
【００５７】炭化クロム及び窒化クロムを含むいずれに
おいてもＣｏ基合金からなるローラ及びピンの合計摩耗
量よりも少ない、粒径として１５０μｍ以下が好まし
い。
おいてもＣｏ基合金からなるローラ及びピンの合計摩耗
量よりも少ない、粒径として１５０μｍ以下が好まし
い。
【００５８】
【表４】
【００５９】表５及び図３はＡ３のニッケル合金粉に２
０〜３０ミクロンのクロム炭化物粉を混合して焼結した
場合の、摩耗減量に対するクロム炭化物の混合割合の影
響を示すものである。体積比で３％以下では粗大炭化物
の効果が充分でなく、３０％以上では炭化物の占める部
分が多すぎ、かえって摩耗量が増大することから、混合
割合としては体積比で５〜３０％が適正な範囲である。
より５〜２５％、特に５〜２０％が好ましい。
０〜３０ミクロンのクロム炭化物粉を混合して焼結した
場合の、摩耗減量に対するクロム炭化物の混合割合の影
響を示すものである。体積比で３％以下では粗大炭化物
の効果が充分でなく、３０％以上では炭化物の占める部
分が多すぎ、かえって摩耗量が増大することから、混合
割合としては体積比で５〜３０％が適正な範囲である。
より５〜２５％、特に５〜２０％が好ましい。
【００６０】
【表５】
【００６１】表６及び図４は摩耗減量に対する基質相の
硬さの影響をみたものである。Ａ３のニッケル合金組成
にアルミニウムを最大６ｗｔ％まで添加してアトマイズ
粉末を作製した。この粉末に２０〜３０ミクロンのクロ
ム炭化物粉を体積比で１０％混合して作製した焼結体を
さらに１１００℃で溶体化処理した後７５０℃で時効処
理を行いＮｉ3Ａｌの析出量を変えて基質相の硬さを変
えた。基質相の硬さがＨｖ２００前後の軟らかい場合に
摩耗量が小さく、Ｈｖ３００を越えると摩耗量が増大す
る。一般に合金は硬さの増大にともなって摩耗量が減少
する（ＨＯＬＭの法則）ことが知られているが、ここで
は逆の現象がみられ、粗大炭化物の効果が特異なもので
あることがわかる。摩耗試験を行ったローラの摩耗断面
を詳細に観察した結果、基地が軟らかい場合にのみ細か
く砕けたクロム炭化物が摩耗表面に埋め込まれているの
が観察された。基質相が硬さがＨｖ３００以上の場合に
は、摩擦摺動によって細かく砕けた炭化物がいつまでも
摺動面に残り、アブッレシブ摩耗となるために摩耗量が
増大するものと考えられる。
硬さの影響をみたものである。Ａ３のニッケル合金組成
にアルミニウムを最大６ｗｔ％まで添加してアトマイズ
粉末を作製した。この粉末に２０〜３０ミクロンのクロ
ム炭化物粉を体積比で１０％混合して作製した焼結体を
さらに１１００℃で溶体化処理した後７５０℃で時効処
理を行いＮｉ3Ａｌの析出量を変えて基質相の硬さを変
えた。基質相の硬さがＨｖ２００前後の軟らかい場合に
摩耗量が小さく、Ｈｖ３００を越えると摩耗量が増大す
る。一般に合金は硬さの増大にともなって摩耗量が減少
する（ＨＯＬＭの法則）ことが知られているが、ここで
は逆の現象がみられ、粗大炭化物の効果が特異なもので
あることがわかる。摩耗試験を行ったローラの摩耗断面
を詳細に観察した結果、基地が軟らかい場合にのみ細か
く砕けたクロム炭化物が摩耗表面に埋め込まれているの
が観察された。基質相が硬さがＨｖ３００以上の場合に
は、摩擦摺動によって細かく砕けた炭化物がいつまでも
摺動面に残り、アブッレシブ摩耗となるために摩耗量が
増大するものと考えられる。
【００６２】
【表６】
【００６３】表７は溶存酸素を８ppm 含む２８８℃高温
水中に３０００時間放置後の腐食減量をしめす。クロム
を１５ｗｔ％以上含む本発明の合金はステライトより腐
食減量が少なく、すぐれた耐食性を有している。また、
クロムが３０％以上では腐食減量に及ぼす効果が飽和す
る。
水中に３０００時間放置後の腐食減量をしめす。クロム
を１５ｗｔ％以上含む本発明の合金はステライトより腐
食減量が少なく、すぐれた耐食性を有している。また、
クロムが３０％以上では腐食減量に及ぼす効果が飽和す
る。
【００６４】
【表７】
【００６５】表８はローラ材の靭性をシャルピー衝撃試
験によって調べた結果を示す。本発明の合金は、ステラ
イトよりかなり高い衝撃値を有している。
験によって調べた結果を示す。本発明の合金は、ステラ
イトよりかなり高い衝撃値を有している。
【００６６】
【表８】
【００６７】実施例２ 図５は沸騰水型原子炉炉心の部分断面図である。
【００６８】本原子炉は蒸気温度２８６℃，蒸気圧力７
０.７atgで運転され、発電出力として５００，８００，
１１００ＭＷの発電が可能である。各名称は次の通りで
ある。炉心は、中性子源パイプ５１，炉心支持板５２，
中性子計装検出管５３，制御棒５４，炉心シュラウド５
５，上部格子板５６，燃料集合体５７，上鏡スプレイノ
ズル５８，ベントノズル５９，圧力容器蓋６０，フラン
ジ６１，計測用ノズル６２，気水分離器６３，シュラウ
ドヘッド６４，給水入口ノズル６５，ジェットポンプ６
６，蒸気乾燥機６８，蒸気出口ノズル６９，給水スパー
ジャ７０，炉心スプレイ用ノズル７１，下部炉心格子７
２，再循環水入口ノズル７３，バッフル板７４，制御棒
案内管７５を具備している。
０.７atgで運転され、発電出力として５００，８００，
１１００ＭＷの発電が可能である。各名称は次の通りで
ある。炉心は、中性子源パイプ５１，炉心支持板５２，
中性子計装検出管５３，制御棒５４，炉心シュラウド５
５，上部格子板５６，燃料集合体５７，上鏡スプレイノ
ズル５８，ベントノズル５９，圧力容器蓋６０，フラン
ジ６１，計測用ノズル６２，気水分離器６３，シュラウ
ドヘッド６４，給水入口ノズル６５，ジェットポンプ６
６，蒸気乾燥機６８，蒸気出口ノズル６９，給水スパー
ジャ７０，炉心スプレイ用ノズル７１，下部炉心格子７
２，再循環水入口ノズル７３，バッフル板７４，制御棒
案内管７５を具備している。
【００６９】前述の上部格子板５６はリム胴２１，フラ
ンジ２２及びグリットプレート３５を有し、これらには
SUS316鋼多結晶の圧延材が用いられる。グリットプレー
ト３５は互いに交叉しているだけで互いに固定はされて
いない。また、炉心支持板５２は同じくSUS316鋼多結晶
圧延材が用いられ、一枚の圧延板により製造され、燃料
支持金具を取り付ける穴が設けられ、円周面で炉容器に
固定される。従っていずれも中性子照射を受ける中心部
では熔接部がない構造である。
ンジ２２及びグリットプレート３５を有し、これらには
SUS316鋼多結晶の圧延材が用いられる。グリットプレー
ト３５は互いに交叉しているだけで互いに固定はされて
いない。また、炉心支持板５２は同じくSUS316鋼多結晶
圧延材が用いられ、一枚の圧延板により製造され、燃料
支持金具を取り付ける穴が設けられ、円周面で炉容器に
固定される。従っていずれも中性子照射を受ける中心部
では熔接部がない構造である。
【００７０】図１は電動モータによる微動駆動可能な制
御棒駆動機構の断面図である。本発明のローラは表１の
試料Ａ４の２５ｗｔ％クロムを含有するニッケル合金粉
と粒径２０〜３０ミクロンのクロム炭化物（Ｃｒ3Ｃ2）
を体積比で１０％混合し実施例１と同様に焼結して作製
したものである。表２に示したピンを実施例１と同様に
製作し３２組装着し、４０年に相当する負荷駆動試験を
実炉を模擬した高温水中循環で行った。その結果、ロー
ラ及びピンとも摩耗による寸法変化は僅少で設計基準を
十分満足するものであった。また、スクラム駆動時の衝
撃荷重での破損も全くみられなかった。
御棒駆動機構の断面図である。本発明のローラは表１の
試料Ａ４の２５ｗｔ％クロムを含有するニッケル合金粉
と粒径２０〜３０ミクロンのクロム炭化物（Ｃｒ3Ｃ2）
を体積比で１０％混合し実施例１と同様に焼結して作製
したものである。表２に示したピンを実施例１と同様に
製作し３２組装着し、４０年に相当する負荷駆動試験を
実炉を模擬した高温水中循環で行った。その結果、ロー
ラ及びピンとも摩耗による寸法変化は僅少で設計基準を
十分満足するものであった。また、スクラム駆動時の衝
撃荷重での破損も全くみられなかった。
【００７１】本実施例における制御棒駆動機構はモータ
３によって回転するピストン駆動用ネジ９を通して駆動
ピストン７により中空ピストン４を介して制御棒１を上
下に駆動するものであり、原子炉圧力容器２に溶接によ
って接続される。制御棒１は制御棒案内管５の中で駆動
される。水圧駆動ピストン１０は緊急時に水挿入配管８
より水を挿入することにより制御棒１を上方に急速に持
ち上げるようにするもので、駆動ピストン７とは分離さ
れている。特に高温水に接する部分はSUS316Lが使用さ
れる。また、制御棒１は自重で落下する構造になってい
る。
３によって回転するピストン駆動用ネジ９を通して駆動
ピストン７により中空ピストン４を介して制御棒１を上
下に駆動するものであり、原子炉圧力容器２に溶接によ
って接続される。制御棒１は制御棒案内管５の中で駆動
される。水圧駆動ピストン１０は緊急時に水挿入配管８
より水を挿入することにより制御棒１を上方に急速に持
ち上げるようにするもので、駆動ピストン７とは分離さ
れている。特に高温水に接する部分はSUS316Lが使用さ
れる。また、制御棒１は自重で落下する構造になってい
る。
【００７２】また、本実施例におけるローラとピンは図
示されるＡ〜Ｈの各々の位置中空ピストン４とハウジン
グ６内に設けられた各種チューブとの間に中空ピストン
がスムースに移動できるように設けられている。Ａはバ
ッファ部で、上下に２個所あり、各々４ヶずつ９０度間
隔で設けられる。Ｂはストップピストン部、Ｃはスピン
ドルヘット部、Ｄはボールねじ上部、Ｅはラッチ支持
部、Ｆはラッチ外側面、Ｇは中空ピストン／ボールナッ
ト部で各々２ヶ所に各４個ずつ設けられる。Ｈはミドル
フランジ部で、円周上に６ヶ設けられる。各部分のロー
ラとピンの形状は次の通りである。
示されるＡ〜Ｈの各々の位置中空ピストン４とハウジン
グ６内に設けられた各種チューブとの間に中空ピストン
がスムースに移動できるように設けられている。Ａはバ
ッファ部で、上下に２個所あり、各々４ヶずつ９０度間
隔で設けられる。Ｂはストップピストン部、Ｃはスピン
ドルヘット部、Ｄはボールねじ上部、Ｅはラッチ支持
部、Ｆはラッチ外側面、Ｇは中空ピストン／ボールナッ
ト部で各々２ヶ所に各４個ずつ設けられる。Ｈはミドル
フランジ部で、円周上に６ヶ設けられる。各部分のロー
ラとピンの形状は次の通りである。
【００７３】図６はＡ部におけるローラ１６にピン１７
を挿入した断面図であり、ピン１７は押えピン１８によ
って回転が拘束される。ピン１７は３段階の直径を有す
る。ローラ１６はピン部で厚肉で、外周面で若干薄肉に
なっている。
を挿入した断面図であり、ピン１７は押えピン１８によ
って回転が拘束される。ピン１７は３段階の直径を有す
る。ローラ１６はピン部で厚肉で、外周面で若干薄肉に
なっている。
【００７４】図７はＣ部における外側部分及び図８は同
じくその内側部分に設けられる断面が相似の卵形のロー
ラ１６にピン１７を挿入した断面図である。Ｄ部は図６
と同じ構造のローラとピンが設けられる。ピン１７は頭
部で太径になっており、ローラ部と頭部との反対面側ま
でがストレートな構造を有する。
じくその内側部分に設けられる断面が相似の卵形のロー
ラ１６にピン１７を挿入した断面図である。Ｄ部は図６
と同じ構造のローラとピンが設けられる。ピン１７は頭
部で太径になっており、ローラ部と頭部との反対面側ま
でがストレートな構造を有する。
【００７５】図９はＧ部及び図１０はＨ部におけるロー
ラ１６とピン１７であり、前者がボールナットローラ・
ピンである。ピン１７は先端部を円錐形で頭部が若干ロ
ーラ部より大径になっている。
ラ１６とピン１７であり、前者がボールナットローラ・
ピンである。ピン１７は先端部を円錐形で頭部が若干ロ
ーラ部より大径になっている。
【００７６】図１１は制御棒駆動機構１１によって駆動
される制御棒１，燃料集合体（Ａ），（Ｂ），中央燃料
支持金具１４，炉心支持板１２の組立て配置図である。
図１１（Ａ）はハンドルを有しない燃料集合体で、図１
１（Ｃ）のｂ部に配置される。同じく（Ｂ）はハンドル
を有し図１１（Ｃ）のａに配置される。支持金具１４は
炉心支持板１２に接して固定され、燃料集合体を支持す
るものである。
される制御棒１，燃料集合体（Ａ），（Ｂ），中央燃料
支持金具１４，炉心支持板１２の組立て配置図である。
図１１（Ａ）はハンドルを有しない燃料集合体で、図１
１（Ｃ）のｂ部に配置される。同じく（Ｂ）はハンドル
を有し図１１（Ｃ）のａに配置される。支持金具１４は
炉心支持板１２に接して固定され、燃料集合体を支持す
るものである。
【００７７】制御棒１は本実施例ではシース及びＢ4Ｃ
又はＨｆチューブに表１に示すＮo.５の合金を用いた。
Ｂ4Ｃ 又はＨｆチューブは熱間によって素管を作った
後、ピンガーミルによって冷間圧延と焼鈍とを繰返して
得た。またシースは冷間圧延と焼鈍を繰返し薄板とした
後、溶接によって得た。
又はＨｆチューブに表１に示すＮo.５の合金を用いた。
Ｂ4Ｃ 又はＨｆチューブは熱間によって素管を作った
後、ピンガーミルによって冷間圧延と焼鈍とを繰返して
得た。またシースは冷間圧延と焼鈍を繰返し薄板とした
後、溶接によって得た。
【００７８】図１２は本発明に係る沸騰水型原子炉用燃
料集合体の断面図である。
料集合体の断面図である。
【００７９】ＢＷＲ燃料集合体は、図に示す様に多数の
燃料棒２１とそれらを相互に所定の間隔で保持する複数
段のスペーサ２７、更に、それらを収納すね角筒のチャ
ンネルボックス２４，燃料被覆管内に燃料ペレットが入
った燃料棒２１の両端を保持する上部タイプレート２
５，下部タイプレート２６，スペーサの中心部に配置さ
れたウォータロッド２２，全体を搬送するためのハンド
ル３１から構成される。また、これら燃料集合体の製造
に際しては、通常の工程を経て組立てられる。
燃料棒２１とそれらを相互に所定の間隔で保持する複数
段のスペーサ２７、更に、それらを収納すね角筒のチャ
ンネルボックス２４，燃料被覆管内に燃料ペレットが入
った燃料棒２１の両端を保持する上部タイプレート２
５，下部タイプレート２６，スペーサの中心部に配置さ
れたウォータロッド２２，全体を搬送するためのハンド
ル３１から構成される。また、これら燃料集合体の製造
に際しては、通常の工程を経て組立てられる。
【００８０】チャンネルボックス２４はスペーサ２７に
より一体化された燃料棒およびウォータロッド２２を内
部に収納し、上部タイプレート２５と下部タイプレート
２６とはウォータロッド２２で固定した状態で使用され
る。燃料チャンネルボックス２４は二分割した長さ４
ｍ，厚さが８０，１００，１２０ミルの３種のコの字型
板加工材をプラズマ溶接で接合した角筒形状を呈する。
この部材はプラント運転時に燃料棒表面で発生した蒸気
及び燃料棒間を流れる高温水を整流し、強制的に上部へ
導く働きをさせるものである。内部の圧力が外部よりわ
ずかに高い為、角筒を外側に押し広げる応力が作用した
状態で長期間使用される。
より一体化された燃料棒およびウォータロッド２２を内
部に収納し、上部タイプレート２５と下部タイプレート
２６とはウォータロッド２２で固定した状態で使用され
る。燃料チャンネルボックス２４は二分割した長さ４
ｍ，厚さが８０，１００，１２０ミルの３種のコの字型
板加工材をプラズマ溶接で接合した角筒形状を呈する。
この部材はプラント運転時に燃料棒表面で発生した蒸気
及び燃料棒間を流れる高温水を整流し、強制的に上部へ
導く働きをさせるものである。内部の圧力が外部よりわ
ずかに高い為、角筒を外側に押し広げる応力が作用した
状態で長期間使用される。
【００８１】本発明における燃料集合体はウォータロッ
ド２２がスペーサ２７の中心部に対称に３本配置されて
おり、いずれも両端でタイプレートにネジで固定され、
またチャンネルボックス２４が上部タイプレート２５に
ネジ止め固定され、燃料集合体がハンドル３１によって
一体で運搬できる構造となっている。本実施例では燃料
棒はタイプレートには固定はされていない。
ド２２がスペーサ２７の中心部に対称に３本配置されて
おり、いずれも両端でタイプレートにネジで固定され、
またチャンネルボックス２４が上部タイプレート２５に
ネジ止め固定され、燃料集合体がハンドル３１によって
一体で運搬できる構造となっている。本実施例では燃料
棒はタイプレートには固定はされていない。
【００８２】チャンネルボックスは次の様に熱処理が施
され、板厚方向の〈０００１〉結晶方位の配向率（Ｆｒ
値）が０.２５〜０.６、長手方向の配向率(Ｆｌ）が０.
２５〜０.４ 、幅方向の配向率（Ｆｔ）が０.２５〜０.
４とするものである。好ましくはＦｒ０.２５〜０.５、
Ｆｌ０.２５〜０.３６，Ｆｔ０.２５〜０.３６とするの
が好ましい。熱処理によりこのように配向させることに
より、βＺｒ結晶粒径が平均で５０〜３００μｍ（好ま
しくは１００〜２００μｍ）となり、著しく照射伸びが
防止され、その結果曲がりが生ぜずチャンネルボックス
と制御棒との干渉が防止される。これにより燃焼度４５
ＧＷｄ／ｔ以上でも周辺に配置したものでも曲がりが生
ぜず、更に５０、又は６０ＧＷｄ／ｔでも全く問題なく
使用可能である。また、従来の燃焼度３２ＧＷｄ／ｔに
対し燃料を交換しての使用も可能である。
され、板厚方向の〈０００１〉結晶方位の配向率（Ｆｒ
値）が０.２５〜０.６、長手方向の配向率(Ｆｌ）が０.
２５〜０.４ 、幅方向の配向率（Ｆｔ）が０.２５〜０.
４とするものである。好ましくはＦｒ０.２５〜０.５、
Ｆｌ０.２５〜０.３６，Ｆｔ０.２５〜０.３６とするの
が好ましい。熱処理によりこのように配向させることに
より、βＺｒ結晶粒径が平均で５０〜３００μｍ（好ま
しくは１００〜２００μｍ）となり、著しく照射伸びが
防止され、その結果曲がりが生ぜずチャンネルボックス
と制御棒との干渉が防止される。これにより燃焼度４５
ＧＷｄ／ｔ以上でも周辺に配置したものでも曲がりが生
ぜず、更に５０、又は６０ＧＷｄ／ｔでも全く問題なく
使用可能である。また、従来の燃焼度３２ＧＷｄ／ｔに
対し燃料を交換しての使用も可能である。
【００８３】特に、従来材のＦｒ０.６７ ，Ｆｌ０.１
１ ，Ｆｔ０.２２ のものは最外周での曲がりが１年
（燃焼度８ＧＷｄ／ｔ）で０.９mm であり、Ｆｒ０.６
では０.８mm，Ｆｒ０.５ では０.４５mm 、Ｆｒ０.４
では０.１５mm である。従って、燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ
ではＦｒ０.６７の従来材では最外周に１年、中心部に
４.５年としても制御棒の干渉は防止されない。しか
し、Ｆｒ０.６ では最外周に１年とし、中心部で４.５
年の使用では干渉は防止される。Ｆｒ０.５ では最外周
に４年、中心部に１.５ 年の使用で干渉は防止される。
Ｆｒ０.４ 以下では最外周だけで５.５ 年使用しても全
く干渉しない。
１ ，Ｆｔ０.２２ のものは最外周での曲がりが１年
（燃焼度８ＧＷｄ／ｔ）で０.９mm であり、Ｆｒ０.６
では０.８mm，Ｆｒ０.５ では０.４５mm 、Ｆｒ０.４
では０.１５mm である。従って、燃焼度４５ＧＷｄ／ｔ
ではＦｒ０.６７の従来材では最外周に１年、中心部に
４.５年としても制御棒の干渉は防止されない。しか
し、Ｆｒ０.６ では最外周に１年とし、中心部で４.５
年の使用では干渉は防止される。Ｆｒ０.５ では最外周
に４年、中心部に１.５ 年の使用で干渉は防止される。
Ｆｒ０.４ 以下では最外周だけで５.５ 年使用しても全
く干渉しない。
【００８４】チャンネルボックスは合金組成として表９
に示すジルコニウム基合金板材をコの字型に冷間曲げ加
工し、長さ：４ｍの２つのコの字型部材とし、これらを
レーザ又はプラズマ溶接して角筒１２とした。溶接部の
凹凸は平担に仕上げられる。この角筒を高周波誘導加熱
によるβ相温度範囲への加熱及び高周波誘導加熱コイル
の直下に設けたノズルから吹き付ける冷却水で急冷し
た。角筒が一定速度で上方から下方へコイル内に通過す
ることにより全体の熱処理が完了する。加熱温度は１１
００℃で、９８０℃以上の保持時間は１０秒以上となる
ように角筒の送り速度及び高周波電源の出力を調整し
た。尚、処理温度は１,０００〜１,２００℃好ましくは
特に、１０５０〜１１００℃で３〜１０秒保持すること
により行うことができる。熱処理完了後、幅：４０mm，
長さ４０mmの試験片を切り出しＦ値を測定した。表１０
は、その測定結果を示す。熱処理パラメータ（Ｐ）は
１.９６である。熱処理はオーステナイトステンレス鋼
製マンドレス１８を筒１２にネジ３で両端を固定して行
った。表からわかる様に６角柱の（０００２）底面、柱
面が（１０１０）面共にＦ値としてＦｒ，Ｆｌ及びＦｔ
のいずれもほぼ１／３となり、完全にランダムな結晶方
位の配向となる。このもののβＺｒ平均結晶粒は約１０
０μｍであった。この熱処理を施した後、高寸法精度に
成形サンドブラスト処理及び酸洗を行い、表面酸化膜を
除去した後、水蒸気によるオートクレーブ処理が施され
る。
に示すジルコニウム基合金板材をコの字型に冷間曲げ加
工し、長さ：４ｍの２つのコの字型部材とし、これらを
レーザ又はプラズマ溶接して角筒１２とした。溶接部の
凹凸は平担に仕上げられる。この角筒を高周波誘導加熱
によるβ相温度範囲への加熱及び高周波誘導加熱コイル
の直下に設けたノズルから吹き付ける冷却水で急冷し
た。角筒が一定速度で上方から下方へコイル内に通過す
ることにより全体の熱処理が完了する。加熱温度は１１
００℃で、９８０℃以上の保持時間は１０秒以上となる
ように角筒の送り速度及び高周波電源の出力を調整し
た。尚、処理温度は１,０００〜１,２００℃好ましくは
特に、１０５０〜１１００℃で３〜１０秒保持すること
により行うことができる。熱処理完了後、幅：４０mm，
長さ４０mmの試験片を切り出しＦ値を測定した。表１０
は、その測定結果を示す。熱処理パラメータ（Ｐ）は
１.９６である。熱処理はオーステナイトステンレス鋼
製マンドレス１８を筒１２にネジ３で両端を固定して行
った。表からわかる様に６角柱の（０００２）底面、柱
面が（１０１０）面共にＦ値としてＦｒ，Ｆｌ及びＦｔ
のいずれもほぼ１／３となり、完全にランダムな結晶方
位の配向となる。このもののβＺｒ平均結晶粒は約１０
０μｍであった。この熱処理を施した後、高寸法精度に
成形サンドブラスト処理及び酸洗を行い、表面酸化膜を
除去した後、水蒸気によるオートクレーブ処理が施され
る。
【００８５】
【表９】
【００８６】
【表１０】
【００８７】更に、チャンネルボックスの他の例として
前述の肉厚一定のものに対し、角部が辺部の肉厚より厚
く、辺部が上部でその下部より薄肉になっている長手方
向肉厚分布を有するものにした。このような成形加工は
熱処理後に行われる。成形加工はマスキングして弗化水
素と硝酸の混酸水溶液による化学エッチング又は機械加
工によって行われ、本実施例では外面側を加工し凹した
ものである。このような肉厚分布は内面側で凹にしても
よい。
前述の肉厚一定のものに対し、角部が辺部の肉厚より厚
く、辺部が上部でその下部より薄肉になっている長手方
向肉厚分布を有するものにした。このような成形加工は
熱処理後に行われる。成形加工はマスキングして弗化水
素と硝酸の混酸水溶液による化学エッチング又は機械加
工によって行われ、本実施例では外面側を加工し凹した
ものである。このような肉厚分布は内面側で凹にしても
よい。
【００８８】以上の構成によって得られるＢＷＲ発電プ
ラントの主な仕様は表１１に示す通りである。本実施例
によれば、各部材はいずれも３０年無交換で使用可能と
なり、更に検査によって４０年で無交換で使用できる見
通しが得られた。原子炉温度は２８８℃であり、１２ヶ
月運転後で１回当り５０月以内、好ましくは４０日以
内、特に好ましくは３０日での定期点検が繰返し実施さ
れるとともに、稼働率８５％以上、より好ましくは９０
％以上、特に好ましくは９２％，熱効率３５％とするも
のである。
ラントの主な仕様は表１１に示す通りである。本実施例
によれば、各部材はいずれも３０年無交換で使用可能と
なり、更に検査によって４０年で無交換で使用できる見
通しが得られた。原子炉温度は２８８℃であり、１２ヶ
月運転後で１回当り５０月以内、好ましくは４０日以
内、特に好ましくは３０日での定期点検が繰返し実施さ
れるとともに、稼働率８５％以上、より好ましくは９０
％以上、特に好ましくは９２％，熱効率３５％とするも
のである。
【００８９】実施例３ 新型沸騰水型原子力発電用原子炉（ＡＢＷＲ）への実施
例２と同じ本発明の燃料集合体及び制御棒駆動機構を適
用した例を示す。
例２と同じ本発明の燃料集合体及び制御棒駆動機構を適
用した例を示す。
【００９０】原子炉圧力容器は、原子力発電所の中心機
器であり、ＡＢＷＲでは、特にインターナルポンプを取
り付けるノズル部は、原子炉圧力容器内に温度および圧
力変化が生じても、インターナルポンプの回転機能へ影
響を与えず、また電動機部への熱の伝達が少なくなるよ
うな、スリーブ型の最適形状である。
器であり、ＡＢＷＲでは、特にインターナルポンプを取
り付けるノズル部は、原子炉圧力容器内に温度および圧
力変化が生じても、インターナルポンプの回転機能へ影
響を与えず、また電動機部への熱の伝達が少なくなるよ
うな、スリーブ型の最適形状である。
【００９１】また炉内構造物は、インターナルポンプ採
用による流動振動への影響を少なくしている。炉心流量
の計測は、インターナルポンプの部分運転の状態を考慮
して、実験による検証も含めて精度の確保が図られてい
る。タービンに流れる蒸気流量の計測は、原子炉圧力容
器の主蒸気ノズル部に設けたベンチュリ構造によって行
い、計測精度が十分確保されるものである。ＲＰＶ（原
子炉圧力容器）は、冷却材の圧力バウンダリを構成する
とともに、炉心および圧力容器内部構造物を内蔵し保持
する機能を持つものである。
用による流動振動への影響を少なくしている。炉心流量
の計測は、インターナルポンプの部分運転の状態を考慮
して、実験による検証も含めて精度の確保が図られてい
る。タービンに流れる蒸気流量の計測は、原子炉圧力容
器の主蒸気ノズル部に設けたベンチュリ構造によって行
い、計測精度が十分確保されるものである。ＲＰＶ（原
子炉圧力容器）は、冷却材の圧力バウンダリを構成する
とともに、炉心および圧力容器内部構造物を内蔵し保持
する機能を持つものである。
【００９２】従来のＲＰＶでは、燃料集合体７６４体、
ジェットポンプおよび内部構造物を収納して内径約６.
４ｍ となっているが、ＡＢＷＲでは燃料集合体が８７
２体に増加したこと、インターナルポンプの炉内取り扱
いスペースを確保し内径を約７.１ｍ とした。従来のＰ
ＲＶの内高は約２２ｍであるに対し、ＡＢＷＲでは次に
示す（ａ）〜（ｄ）の要因によって約２１ｍにした。
ジェットポンプおよび内部構造物を収納して内径約６.
４ｍ となっているが、ＡＢＷＲでは燃料集合体が８７
２体に増加したこと、インターナルポンプの炉内取り扱
いスペースを確保し内径を約７.１ｍ とした。従来のＰ
ＲＶの内高は約２２ｍであるに対し、ＡＢＷＲでは次に
示す（ａ）〜（ｄ）の要因によって約２１ｍにした。
【００９３】（ａ）高効率気水分離器の採用によって、
スタンドパイプ長さを短くしたこと。 （ｂ）ＦＭＣＲＤの採用により、制御棒落下速度制限器
が不要になったこと。
スタンドパイプ長さを短くしたこと。 （ｂ）ＦＭＣＲＤの採用により、制御棒落下速度制限器
が不要になったこと。
【００９４】（ｃ）上ぶた・主フランジ構造変更による
上ぶた高さを低くしたこと。
上ぶた高さを低くしたこと。
【００９５】（ｄ）下鏡の皿型形状の高さを低くしたこ
と。
と。
【００９６】下鏡形状はインターナルポンプの採用に伴
い、インターナルポンプの圧力容器下部への据付け必要
スペースを確保すること、および冷却水の循環流路を考
慮して下鏡形状を従来の半球型から皿型にした。また、
インターナルポンプを一体鍛造とし、溶接線数の少ない
設計とした。
い、インターナルポンプの圧力容器下部への据付け必要
スペースを確保すること、および冷却水の循環流路を考
慮して下鏡形状を従来の半球型から皿型にした。また、
インターナルポンプを一体鍛造とし、溶接線数の少ない
設計とした。
【００９７】支持スタートは、インターナルポンプの取
り扱いなどに必要なスペースを確保するとともに、イン
ターナルポンプ用の熱交換器をペデスタル内に設置する
ために胴部に円錐形状とした。
り扱いなどに必要なスペースを確保するとともに、イン
ターナルポンプ用の熱交換器をペデスタル内に設置する
ために胴部に円錐形状とした。
【００９８】インターナルポンプの採用に伴い、従来の
プラントの冷却材再循環出口・入口ノズルがなくなるの
で、胴部炉心領域以下に大口径ノズルのないものにし、
大きな冷却材喪失事故を仮定する必要はない。
プラントの冷却材再循環出口・入口ノズルがなくなるの
で、胴部炉心領域以下に大口径ノズルのないものにし、
大きな冷却材喪失事故を仮定する必要はない。
【００９９】従来のプラントでは、流量制限器は主蒸気
管上の隔離弁に至る立下り部分に設置されていたが、こ
れを主蒸気ノズルに設置することにより、主蒸気配管破
断事故に対する安全余裕の向上、格納容器スペースの最
適化を図った。
管上の隔離弁に至る立下り部分に設置されていたが、こ
れを主蒸気ノズルに設置することにより、主蒸気配管破
断事故に対する安全余裕の向上、格納容器スペースの最
適化を図った。
【０１００】炉内構造物項目の実施例２のＢＷＲとの比
較を表１１に示す。
較を表１１に示す。
【０１０１】炉内構造物は、ＲＰＶ内にあって、炉内の
支持と冷却材の流路の形成、および炉心で発生した熱
水，蒸気を気水分離する機能などの主要な役目のほか、
仮想事故下での冷却水の炉心注水路の確保など、その性
格上十分な健全性と信頼性が要求されている。
支持と冷却材の流路の形成、および炉心で発生した熱
水，蒸気を気水分離する機能などの主要な役目のほか、
仮想事故下での冷却水の炉心注水路の確保など、その性
格上十分な健全性と信頼性が要求されている。
【０１０２】
【表１１】
【０１０３】表１２はＡＢＷＲプラント用蒸気タービン
・発電機設備の基本仕様は、５０Ｈｚ用で比較すると、
ＢＷＲプラントに比較しＡＢＷＲプラントでは、原子炉
熱出力１９.２％ 増に対して電気出力２３.３％ 増とし
た高効率形プラントである。
・発電機設備の基本仕様は、５０Ｈｚ用で比較すると、
ＢＷＲプラントに比較しＡＢＷＲプラントでは、原子炉
熱出力１９.２％ 増に対して電気出力２３.３％ 増とし
た高効率形プラントである。
【０１０４】本実施例においても実施例２と同様の寿
命，定期点検，稿動率及び熱効率が得られるものであ
る。
命，定期点検，稿動率及び熱効率が得られるものであ
る。
【０１０５】
【表１２】
【０１０６】
【発明の効果】本発明によれば、合金組成としてコバル
トをまったく含まないので、制御棒駆動装置における摺
動部材として高温高圧の炉水中へのコバルトの溶出がな
いので誘導放射化による被爆線量を低く押さえることが
できる。また、耐摩耗性がステライトより優れているの
で、摩滅による摺動部材の寸法変化が少なく精密な駆動
が可能となる。さらに耐摩食性，耐衝撃性に優れている
ので長時間の運転や緊急時の高速駆動に対しても高い信
頼性を確保できる効果がある。
トをまったく含まないので、制御棒駆動装置における摺
動部材として高温高圧の炉水中へのコバルトの溶出がな
いので誘導放射化による被爆線量を低く押さえることが
できる。また、耐摩耗性がステライトより優れているの
で、摩滅による摺動部材の寸法変化が少なく精密な駆動
が可能となる。さらに耐摩食性，耐衝撃性に優れている
ので長時間の運転や緊急時の高速駆動に対しても高い信
頼性を確保できる効果がある。
【図１】制御棒駆動装置の断面図。
【図２】摩耗減量と炭化物の粒径との関係を示す線図。
【図３】摩耗減量と炭化物含有量との関係を示す線図。
【図４】摩耗減量とビッカース硬さとの関係を示す線
図。
図。
【図５】原子炉の部分断面図。
【図６】ピンとローラの断面図。
【図７】ピンとローラの断面図。
【図８】ピンとローラの断面図。
【図９】ピンとローラの断面図。
【図１０】ピンとローラの断面図。
【図１１】制御棒駆動機構と燃料集合体と制御棒との組
立図。
立図。
【図１２】燃料集合体の断面図。
【符号の説明】 １，５４…制御棒、２…圧力容器、３…モータ、４…中
空ピストン、５…制御棒案内管、６…ハウジング、７…
駆動ピストン、８…水挿入配管、９…ピストン駆動用ネ
ジ、１０…水圧駆動ピストン、１１…制御棒駆動機構、
１２…炉心支持板、１３，２１…燃料棒、１４…燃料支
持金具、１５，２４…チャンネルボックス、１６…ロー
ラ、１７…ピン、１８…押えピン、２７…スペーサ、７
５…制御棒案内管。
空ピストン、５…制御棒案内管、６…ハウジング、７…
駆動ピストン、８…水挿入配管、９…ピストン駆動用ネ
ジ、１０…水圧駆動ピストン、１１…制御棒駆動機構、
１２…炉心支持板、１３，２１…燃料棒、１４…燃料支
持金具、１５，２４…チャンネルボックス、１６…ロー
ラ、１７…ピン、１８…押えピン、２７…スペーサ、７
５…制御棒案内管。
フロントページの続き (72)発明者 越石 正人 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内 (72)発明者 白木 智美 茨城県日立市幸町三丁目１番１号 株式会 社日立製作所日立工場内
Claims (14)
- 【請求項１】鉄基又はニッケル基合金の軟質基地中の非
析出及び非晶出硬質粒子が分散した合金であって、摺動
摩耗により前記硬質粒子が破壊し細かい粒子となって摩
耗面に分散し、かつ前記軟質基地中に埋め込まれるよう
にしたことを特徴とする耐摩耗性焼結合金。 - 【請求項２】軟質の基地中に平均粒径１０〜１２０μｍ
の硬質粒子が体積比で５〜３０％分散しており、前記基
地の硬さがＨｖ１００〜３００であることを特徴とする
耐摩耗性焼結合金。 - 【請求項３】クロム１５〜３０重量％含有する鉄基又は
ニッケル基合金中にヴィッカース硬さ１０００〜２００
０である硬質粒子が分散していることを特徴とする耐摩
耗性焼結合金。 - 【請求項４】クロム１５〜３０重量％含有する鉄基又は
ニッケル基合金中に平均粒径１０〜１２０μｍの硬質粒
子が分散していることを特徴とする耐摩耗性焼結合金。 - 【請求項５】クロム１５〜３０重量％を含有する鉄基又
はニッケル基合金中にヴィッカース硬さが１０００〜２
０００である非析出又は非晶出の炭化物又は窒化物粒子
の１種以上が分散していることを特徴とする耐摩耗性焼
結合金。 - 【請求項６】クロム１５〜３０重量％を含む鉄基又はニ
ッケル基合金中に平均粒径が１０〜１２０μｍのクロム
炭化物及びクロム窒化物粒子の１種以上が分散している
ことを特徴とする耐摩耗性焼結合金。 - 【請求項７】ハウジングと、該ハウジング内に設けられ
た中空ピストンと、該中空ピストンを上下に駆動する駆
動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウジング内の
チューブとの間で該チューブに設けられたローラと、該
ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒駆動装置に
おいて、前記ローラが請求項１〜６のいずれかに記載の
合金によって構成されることを特徴とする制御棒駆動装
置。 - 【請求項８】ハウジングと、該ハウジング内に設けられ
た中空ピストンと、該中空ピストンを上下に駆動する駆
動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウジング内の
チューブとの間で該チューブに設けられたローラと、該
ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒駆動装置に
おいて、前記ローラとピンは該ローラとピンとの摺動幅
０.７５mm 当り１kgの荷重下で、２８８℃高温水中での
前記ローラとピンの両者の摩耗減量が摺動幅７.５mm に
対し摺動距離１km当り１０mg以下の鉄基又はニッケル基
合金によって構成されることを特徴とする制御棒駆動装
置。 - 【請求項９】ハウジングと、該ハウジング内に設けられ
た中空ピストンと、該中空ピストンを上下に駆動する駆
動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウジング内の
チューブとの間で該チューブに設けられたローラと、該
ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒駆動装置に
おいて、前記ローラは前記ピンとの摺動幅０.７５mm当
り１kgの荷重下で、２８８℃高温水中での摩耗減量が摺
動幅７.５mm に対し摺動距離１km当り８.５mg 以下であ
る鉄基又はニッケル基合金よりなることを特徴とする制
御棒駆動装置。 - 【請求項１０】ハウジングと、該ハウジング内に設けら
れた中空ピストンと、該中空ピストンを上下に駆動する
駆動ピストンと、前記中空ピストンと前記ハウジング内
のチューブとの間で該チューブに設けられたローラと、
該ローラの回転軸となるピンとを備えた制御棒駆動装置
において、前記ピンは前記ローラとの摺動幅０.７５mm
当り１kgの荷重下で、２８８℃高温水中での摩耗減量が
摺動幅７.５mm に対し摺動距離１km当り４.５mg 以下で
ある鉄基又はニッケル基合金よりなることを特徴とする
制御棒駆動装置。 - 【請求項１１】圧力容器と、該圧力容器内に設けられた
燃料集合体と、該燃料集合体間に設けられる制御棒と、
該制御棒を駆動する制御棒駆動装置とを備えた原子炉に
おいて、該原子炉は燃焼度が４５ＧＷｄ／ｔ以上であ
り、前記燃料集合体を構成する最外周のチャンネルボッ
クスは燃焼度８ＧＷｄ／ｔ当りの曲がり量が０.８mm 以
下及び前記燃焼度４５ＧＷｄ／ｔでの曲がり量が２.８m
m 以下であり、前記制御棒駆動装置が３０年以上無交換
で使用でき、稼働率を８５％以上としたことを特徴とす
る原子炉。 - 【請求項１２】前記制御棒駆動装置が請求項７〜１０の
いずれかに記載の制御棒駆動装置からなることを特徴と
する原子炉。 - 【請求項１３】請求項１〜６のいずれかに記載の耐摩耗
性焼結合金よりなることを特徴とする制御棒駆動装置用
ローラ。 - 【請求項１４】鉄基合金又はニッケル基合金粉末と、非
酸化物硬質粉末との混合粉末を加熱加圧焼結することに
より合金中に非析出及び非晶出硬質粒子を分散させてな
ることを特徴とする耐摩耗性焼結合金の製造法。
Priority Applications (7)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28702995A JP3381487B2 (ja) | 1995-11-06 | 1995-11-06 | 原子力プラント制御棒駆動装置用ローラ及びそれを用いた制御棒駆動装置 |
| TW085113338A TW426861B (en) | 1995-11-06 | 1996-10-24 | Wear-resisting sintered alloy, its fabricating method and the control-rod driving apparatus using the same |
| KR1019960051867A KR970029901A (ko) | 1995-11-06 | 1996-11-04 | 내마모성 소결합금과 그 제조방법 및 이를 사용한 제어봉 구동장치와 원자로 |
| US08/744,195 US5787136A (en) | 1995-11-06 | 1996-11-05 | Wear resisting sintered alloy and its production, and control rod driving apparatus and nuclear reactor using the same |
| DE69619061T DE69619061T2 (de) | 1995-11-06 | 1996-11-06 | Verschliessfeste Sinterlegierung, und ihre Verwendung in einer Steuerstabantriebsvorrichtung eines Kernreaktors |
| CN96112044A CN1068071C (zh) | 1995-11-06 | 1996-11-06 | 耐磨烧结合金及其生产方法和用其制成的滚轮 |
| EP96308067A EP0773304B1 (en) | 1995-11-06 | 1996-11-06 | Wear resisting sintered alloy and control rod driving apparatus of a nuclear reactor using it |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28702995A JP3381487B2 (ja) | 1995-11-06 | 1995-11-06 | 原子力プラント制御棒駆動装置用ローラ及びそれを用いた制御棒駆動装置 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09125213A true JPH09125213A (ja) | 1997-05-13 |
| JP3381487B2 JP3381487B2 (ja) | 2003-02-24 |
Family
ID=17712128
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP28702995A Expired - Fee Related JP3381487B2 (ja) | 1995-11-06 | 1995-11-06 | 原子力プラント制御棒駆動装置用ローラ及びそれを用いた制御棒駆動装置 |
Country Status (7)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5787136A (ja) |
| EP (1) | EP0773304B1 (ja) |
| JP (1) | JP3381487B2 (ja) |
| KR (1) | KR970029901A (ja) |
| CN (1) | CN1068071C (ja) |
| DE (1) | DE69619061T2 (ja) |
| TW (1) | TW426861B (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011069761A (ja) * | 2009-09-28 | 2011-04-07 | Toshiba Corp | 原子炉制御棒用複合材、その複合材の製造方法およびその複合材を使用した原子炉制御棒 |
| JP2025071224A (ja) * | 2020-03-26 | 2025-05-02 | 東ソー株式会社 | Ｃｒ－Ｓｉ系焼結体の製造方法 |
Families Citing this family (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4213060B2 (ja) * | 2004-03-03 | 2009-01-21 | 日本ピストンリング株式会社 | バルブシート用鉄基焼結合金材 |
| JP4517008B1 (ja) * | 2009-12-16 | 2010-08-04 | 住友金属工業株式会社 | 高温材搬送用部材 |
| DE102011008202B3 (de) * | 2011-01-11 | 2012-06-14 | Areva Np Gmbh | Sicherungsvorrichtung für einen Steuerstab in einer kerntechnischen Anlage |
| CN102990060B (zh) * | 2012-12-19 | 2014-11-05 | 江苏新亚特钢锻造有限公司 | 硅化物颗粒增强激光熔覆高耐磨镍基合金粉末的制备方法 |
| CN104084663A (zh) * | 2014-07-01 | 2014-10-08 | 四川华都核设备制造有限公司 | 一种反应堆控制棒驱动机构用滚轮及其制造工艺 |
| US10458006B2 (en) * | 2015-03-19 | 2019-10-29 | Höganäs Ab (Publ) | Powder composition and use thereof |
| CN105506391A (zh) * | 2016-02-19 | 2016-04-20 | 彭冲 | 一种挤压模筒 |
| JP7130629B2 (ja) * | 2016-10-03 | 2022-09-05 | ウエスチングハウス・エレクトリック・カンパニー・エルエルシー | 原子燃料棒の事故耐性二重被膜の形成方法 |
Family Cites Families (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE2122846A1 (de) * | 1971-05-08 | 1972-11-23 | Licentia Patent-Verwaltungs-Gmbh, 6000 Frankfurt | Steuerstabantrieb für Kernreaktoren |
| US3941903A (en) * | 1972-11-17 | 1976-03-02 | Union Carbide Corporation | Wear-resistant bearing material and a process for making it |
| JPS54162093A (en) * | 1978-06-13 | 1979-12-22 | Toshiba Corp | Control rod |
| JPS5823454A (ja) * | 1981-08-05 | 1983-02-12 | Nec Corp | 検査方法 |
| JPS5952228A (ja) * | 1982-09-17 | 1984-03-26 | Sharp Corp | 複写装置の駆動方式 |
| US4707330A (en) * | 1985-01-08 | 1987-11-17 | Westinghouse Electric Corp. | Zirconium metal matrix-silicon carbide composite nuclear reactor components |
| JPH0288747A (ja) * | 1988-09-27 | 1990-03-28 | Nippon Steel Corp | 耐摩耗ロール材 |
| DE3941536A1 (de) * | 1989-12-15 | 1991-06-20 | Kempten Elektroschmelz Gmbh | Hartmetall-mischwerkstoffe auf basis von boriden, nitriden und eisenbindemetallen |
| SE467563B (sv) * | 1991-01-08 | 1992-08-10 | Sunds Defibrator Ind Ab | Malelement foer skivraffinoerer foer malning av fibermaterial samt saett foer framstaellning av ett malelement |
| DE4118067A1 (de) * | 1991-06-01 | 1992-12-03 | Krupp Widia Gmbh | Metallbasiswerkstoff, formkoerper und verfahren zu seiner herstellung sowie verwendung |
| DE4226851A1 (de) * | 1991-08-14 | 1993-02-18 | Siemens Ag | Hydraulischer steuerstabantrieb fuer einen kernreaktor, insbesondere einen heizreaktor |
| JP2638351B2 (ja) * | 1991-09-20 | 1997-08-06 | 株式会社日立製作所 | 燃料集合体 |
| JPH07128475A (ja) * | 1993-11-05 | 1995-05-19 | Hitachi Ltd | 原子力発電プラント用制御棒駆動機構 |
-
1995
- 1995-11-06 JP JP28702995A patent/JP3381487B2/ja not_active Expired - Fee Related
-
1996
- 1996-10-24 TW TW085113338A patent/TW426861B/zh not_active IP Right Cessation
- 1996-11-04 KR KR1019960051867A patent/KR970029901A/ko not_active Ceased
- 1996-11-05 US US08/744,195 patent/US5787136A/en not_active Expired - Fee Related
- 1996-11-06 CN CN96112044A patent/CN1068071C/zh not_active Expired - Fee Related
- 1996-11-06 DE DE69619061T patent/DE69619061T2/de not_active Expired - Fee Related
- 1996-11-06 EP EP96308067A patent/EP0773304B1/en not_active Expired - Lifetime
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011069761A (ja) * | 2009-09-28 | 2011-04-07 | Toshiba Corp | 原子炉制御棒用複合材、その複合材の製造方法およびその複合材を使用した原子炉制御棒 |
| JP2025071224A (ja) * | 2020-03-26 | 2025-05-02 | 東ソー株式会社 | Ｃｒ－Ｓｉ系焼結体の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| KR970029901A (ko) | 1997-06-26 |
| CN1068071C (zh) | 2001-07-04 |
| US5787136A (en) | 1998-07-28 |
| EP0773304B1 (en) | 2002-02-06 |
| DE69619061D1 (de) | 2002-03-21 |
| JP3381487B2 (ja) | 2003-02-24 |
| EP0773304A3 (en) | 1997-12-10 |
| CN1157333A (zh) | 1997-08-20 |
| TW426861B (en) | 2001-03-21 |
| EP0773304A2 (en) | 1997-05-14 |
| DE69619061T2 (de) | 2002-10-17 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP2638351B2 (ja) | 燃料集合体 | |
| JP3218779B2 (ja) | 耐中性子照射脆化に優れた構造部材及びそれに用いるオーステナイト鋼とその用途 | |
| JPH08337853A (ja) | 高耐食性高強度オーステナイト焼結鋼とその製造方法及びその用途 | |
| JPH09125213A (ja) | 耐摩耗性焼結合金とその製造法及びそれを用いた制御棒駆動装置と原子炉 | |
| JP2009161802A (ja) | 高耐食性オーステナイト系ステンレス鋼、ならびにそのステンレス鋼を用いて構成した原子力発電プラント、溶接継手および構造部材 | |
| JPH0625389B2 (ja) | 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 | |
| JP3489428B2 (ja) | 高耐食性Ｈｆ合金とそれを用いた原子炉制御棒用中性子吸収体及び原子炉用制御棒 | |
| US5854818A (en) | Zirconium tin iron alloys for nuclear fuel rods and structural parts for high burnup | |
| EP0899747B1 (en) | Method of manufacturing zirconium tin iron alloys for nuclear fuel rods and structural parts for high burnup | |
| CN118726857A (zh) | 一种低Cr且高耐蚀的FeCrAl基合金及其制备方法 | |
| EP3360980B1 (en) | Iron-based composition for fuel element | |
| JPH1088289A (ja) | 高耐食性高強度Ｃｒ−Ｍｎ系オーステナイト焼結鋼とその製造方法及びその用途 | |
| US5862194A (en) | Zirconium based alloy of low irradiation growth, method of producing the same, and use of the same | |
| JPH1072642A (ja) | 耐摩耗合金及びそれを用いた制御棒駆動装置と原子炉 | |
| US6524169B1 (en) | Method for manufacture of tubes of a zirconium-based alloy | |
| US7292671B1 (en) | Zirconium based alloy and component in a nuclear energy plant | |
| US10930403B2 (en) | Iron-based composition for fuel element | |
| JP3424452B2 (ja) | 燃料集合体とそれに用いる燃料チャンネルボックス及びその製造方法 | |
| JP2814981B2 (ja) | 燃料集合体 | |
| JP2000265249A (ja) | 耐粒界腐食性に優れたオーステナイト系合金構造物及びその製造法 | |
| JP3984011B2 (ja) | 高耐食性耐摩耗合金とその製造法及び制御棒駆動装置 | |
| JPH1081929A (ja) | ジルコニウム合金および合金管とその製造方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |