JPS6126738A - ジルコニウム基合金 - Google Patents
ジルコニウム基合金Info
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- JPS6126738A JPS6126738A JP14685884A JP14685884A JPS6126738A JP S6126738 A JPS6126738 A JP S6126738A JP 14685884 A JP14685884 A JP 14685884A JP 14685884 A JP14685884 A JP 14685884A JP S6126738 A JPS6126738 A JP S6126738A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の利用分野〕
本発明は、原子炉内における高温高圧水中での使用に適
したジルコニウム基合金に係り、特に高い耐食性を有す
るシルコウム基合金の組成に関する。
したジルコニウム基合金に係り、特に高い耐食性を有す
るシルコウム基合金の組成に関する。
′ジルコニウム基台金は、優れた耐食性は小さい中性子
吸収断面積とを有しているため、原子炉内構造部材であ
る燃料被覆管、チャンネルボックス。
吸収断面積とを有しているため、原子炉内構造部材であ
る燃料被覆管、チャンネルボックス。
スペーサ等に使用されている。これら用途に使用される
錫を含むジルコニウム合金としては、ジルカロイ−２（
Ｓｎ ：１．２０〜１．７０ ｗｔ％。
錫を含むジルコニウム合金としては、ジルカロイ−２（
Ｓｎ ：１．２０〜１．７０ ｗｔ％。
Ｆｅ ： ０．０７〜１．２ ｗｔ％、Ｃｒ；０．０５
〜０．１５ｗｔ％、 Ｎ ｉ ： ０．０３〜０．０８
ｗｔ％ｙ Ｏ： ９００〜１４００ｐｐｍ 、残Ｚｒ、
但しＦａ＋Ｃｒ＋Ｎｉ ： ０．１８〜０．３８ ｗ
ｔ％）。
〜０．１５ｗｔ％、 Ｎ ｉ ： ０．０３〜０．０８
ｗｔ％ｙ Ｏ： ９００〜１４００ｐｐｍ 、残Ｚｒ、
但しＦａ＋Ｃｒ＋Ｎｉ ： ０．１８〜０．３８ ｗ
ｔ％）。
ジルカロイ−４（Ｓｎ ：１．２０〜１．７０− ｗｔ
％、Ｆａ ： ０．１８〜０．２４ ｗｔ％、Ｃｒ：
０．０７〜０．１３−ｗｔ％、 Ｏ： １０００〜１６
００ｐｐ＋ａ 。
％、Ｆａ ： ０．１８〜０．２４ ｗｔ％、Ｃｒ：
０．０７〜０．１３−ｗｔ％、 Ｏ： １０００〜１６
００ｐｐ＋ａ 。
残Ｚｒ、但し、Ｆｅ＋Ｏｒ ： ０．２８〜０．３７ｗ
ｔ％）等がある。
ｔ％）等がある。
合金元素のうち、Ｓｎは機械的性質の改善と溶
゛解原料であるジルコニウムスポンジ中に含まれる窒
素が耐食性に及ぼす悪影響を防止するために添加される
。酸素の添加は引張強つを向上させる。
゛解原料であるジルコニウムスポンジ中に含まれる窒
素が耐食性に及ぼす悪影響を防止するために添加される
。酸素の添加は引張強つを向上させる。
Ｆｅ、Ｃｒ及びＮｉは耐食性を向上させる′ために添加
される。
される。
耐食性向上に顕著な効果を有するＦｅ、Ｃｒ及びＮｉの
うち、Ｎｉの添加量が増加すると高温高圧水中あるいは
高温高圧水蒸気中での水素吸収量が増加すると言われて
おり１例えば“ＴｈｅＭｅｔａｌｌｕｒｇｙ ｏｆ Ｚ
ｉｒｃｏｎｉｕｍ” （Ｄ、 Ｌ、Ｄｏｕｇｌａｓｓ著
）Ｐ３６０に記載されている。このためＮｉはジルカロ
イ−２材では約０．０５ ｗｔ％と添加量が少く、ジ
ルカロイ−４材では添加されていない。
うち、Ｎｉの添加量が増加すると高温高圧水中あるいは
高温高圧水蒸気中での水素吸収量が増加すると言われて
おり１例えば“ＴｈｅＭｅｔａｌｌｕｒｇｙ ｏｆ Ｚ
ｉｒｃｏｎｉｕｍ” （Ｄ、 Ｌ、Ｄｏｕｇｌａｓｓ著
）Ｐ３６０に記載されている。このためＮｉはジルカロ
イ−２材では約０．０５ ｗｔ％と添加量が少く、ジ
ルカロイ−４材では添加されていない。
ソ連のジルカロイ改良合金“Ｚｉｒｋａｌｏｙ”は０．
８ｗｔ％Ｓｎ、０．２ ｗｔ％Ｆｅ、０．３ ｗｔ
％Ｎｉの組成を有しＣａｒを含まない合金であることが
″耐熱材料ハンドブック” （今井、河嶋著）朝食書店
（Ｓ、４０．１１．３０発行）に記載されている。この
合金では、合金元素のうちでも中性子吸収断面積が最も
大きいＮｉが多量に含まれているため、合金の中性子吸
収断面積も通常のジルカロイ−２あるいはジルカロイ−
４よりも大きい。
８ｗｔ％Ｓｎ、０．２ ｗｔ％Ｆｅ、０．３ ｗｔ
％Ｎｉの組成を有しＣａｒを含まない合金であることが
″耐熱材料ハンドブック” （今井、河嶋著）朝食書店
（Ｓ、４０．１１．３０発行）に記載されている。この
合金では、合金元素のうちでも中性子吸収断面積が最も
大きいＮｉが多量に含まれているため、合金の中性子吸
収断面積も通常のジルカロイ−２あるいはジルカロイ−
４よりも大きい。
Ｆｅｅ Ｃｒ及びＮｉの中性子吸収断面積はＺｒに比べ
て大きいので、できるだけ小量にするのが好ましいが、
例えば“Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ ｏｆ Ｔｈｅ Ｒａｒ
ｅＭｅｔａｌｇ−２，Ｚｉｒｃｏｎｉｕｍ” （Ｍｉｌ
ｌｅｒ著）Ｐ３２５に記載されているように、これら合
金元素は耐食性向上に有効であるので現用ジルコニウム
基合金に添加されている。
て大きいので、できるだけ小量にするのが好ましいが、
例えば“Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ ｏｆ Ｔｈｅ Ｒａｒ
ｅＭｅｔａｌｇ−２，Ｚｉｒｃｏｎｉｕｍ” （Ｍｉｌ
ｌｅｒ著）Ｐ３２５に記載されているように、これら合
金元素は耐食性向上に有効であるので現用ジルコニウム
基合金に添加されている。
耐食性が優れたこれら市販ジルコニウム合金も炉内で長
時間高温高圧の水にさらされると丘疹状の局部腐食（以
後ノジュラ腐食と記す）が発生する。ノジュラ腐食の発
生は、健全部の肉厚を減少させるので強度低下の原因と
なり、ノジュラ腐食が全肉厚を貫通すると被覆管内の放
射性物質が炉水中に漏れる。原子力燃料の高燃焼度化、
運転サイクルの長期化をはかるためには、現用ジルコニ
ウム合金の耐食性をさらに高める必要がある。
時間高温高圧の水にさらされると丘疹状の局部腐食（以
後ノジュラ腐食と記す）が発生する。ノジュラ腐食の発
生は、健全部の肉厚を減少させるので強度低下の原因と
なり、ノジュラ腐食が全肉厚を貫通すると被覆管内の放
射性物質が炉水中に漏れる。原子力燃料の高燃焼度化、
運転サイクルの長期化をはかるためには、現用ジルコニ
ウム合金の耐食性をさらに高める必要がある。
現用のジルカロイ−２材及びジルカロイ−４材の高耐食
化技術としては、例えば、特開昭５１−１１０４１１及
び特開昭５１−１１０４１２に記載されているβクエン
チと呼ばれる熱処理技術が公知である。βクエンチとは
、ジルコニウム基合金を〔α＋β〕相温度範囲あるいは
β相温度範囲から急冷（冷却速度＝３０℃／秒〜３００
℃／秒）する熱処理であり、βクエンチすることにより
合金中に析出しているＺｒ （Ｃｒ、Ｆｅ）、、Ｚｒ、
（Ｎｉ。
化技術としては、例えば、特開昭５１−１１０４１１及
び特開昭５１−１１０４１２に記載されているβクエン
チと呼ばれる熱処理技術が公知である。βクエンチとは
、ジルコニウム基合金を〔α＋β〕相温度範囲あるいは
β相温度範囲から急冷（冷却速度＝３０℃／秒〜３００
℃／秒）する熱処理であり、βクエンチすることにより
合金中に析出しているＺｒ （Ｃｒ、Ｆｅ）、、Ｚｒ、
（Ｎｉ。
Ｆｅ）等の金属間化合物相はマトリックス中に固溶し、
冷却過程で析出する金属間化合物相はβクエンチする前
のものより微細化する。βクエンチにより耐食性は向上
するが、マトリックは、Ｆｅ。
冷却過程で析出する金属間化合物相はβクエンチする前
のものより微細化する。βクエンチにより耐食性は向上
するが、マトリックは、Ｆｅ。
Ｃｒ及びＮｉの過飽和固溶体であるため一延性が著しく
低下し、βクエンチ後強加工を施すと割れが発生する。
低下し、βクエンチ後強加工を施すと割れが発生する。
燃料被覆管の製造工程を例にとると、溶解されたインゴ
ットは、熱間鍛造（約１０００℃）、溶体化処理（約１
０００℃で数時間）、熱間鍛造（７００℃〜７５０℃）
の後、熱間押出しにより円筒状ビレットに成形される６
通常、この円筒状ビレットは焼なましの後冷間圧延と焼
なましとを交互に３回繰返し燃料被覆管に成形される。
ットは、熱間鍛造（約１０００℃）、溶体化処理（約１
０００℃で数時間）、熱間鍛造（７００℃〜７５０℃）
の後、熱間押出しにより円筒状ビレットに成形される６
通常、この円筒状ビレットは焼なましの後冷間圧延と焼
なましとを交互に３回繰返し燃料被覆管に成形される。
高耐食燃料被覆管を得るために、最終工程でβクエンチ
すると延性が低下し被覆管の仕様を満足しなくなる。延
性を付与するために、βクエンチをいずれかの冷間圧延
工程の前に施し、βクエンチ後冷間圧延と焼なましとを
交互に繰返すことにより金属組織が再結晶組織となるよ
うな’ｍ＊工程も提案されている。しかし、βクエンチ
材は強加工を施すことができないので、通常の製造工程
よりも冷間圧延及び焼なましの繰直し回数が１〜２回増
加する。
すると延性が低下し被覆管の仕様を満足しなくなる。延
性を付与するために、βクエンチをいずれかの冷間圧延
工程の前に施し、βクエンチ後冷間圧延と焼なましとを
交互に繰返すことにより金属組織が再結晶組織となるよ
うな’ｍ＊工程も提案されている。しかし、βクエンチ
材は強加工を施すことができないので、通常の製造工程
よりも冷間圧延及び焼なましの繰直し回数が１〜２回増
加する。
βクエンチ後、焼なましを長時間にわたり施すと、マト
リックス中に過飽和に固溶したＦｅ。
リックス中に過飽和に固溶したＦｅ。
Ｃｒ及びＮｉは、金属間化合物相として析出しかつ粗大
化してくるので、耐食性は徐々に低下してくる。
化してくるので、耐食性は徐々に低下してくる。
よって、チャンネルボックス、燃料被覆管、スペーサー
等原子炉々内構造部材として使用されるジルコニウム合
金は、熱処理により耐食性が変化せずかつ高い耐食性を
有していることが望ましい。
等原子炉々内構造部材として使用されるジルコニウム合
金は、熱処理により耐食性が変化せずかつ高い耐食性を
有していることが望ましい。
本発明の目的は高温高圧水あるいは高温高−圧水蒸気中
で長期間使用してもノジュラ腐食が発生せず高い耐食性
を有し、かつ中性子吸収断面積が現用ジルコニウム基合
金を越えないジルコニウム基合金を提供することにある
。
で長期間使用してもノジュラ腐食が発生せず高い耐食性
を有し、かつ中性子吸収断面積が現用ジルコニウム基合
金を越えないジルコニウム基合金を提供することにある
。
第１図は１本発明のＦｅ及びＮｉの合金組成範囲を示す
。この組成範囲の合金は、中性子吸収断面積が現用ジル
カロイと同等ないしそれ以下であり、長期間の使用に耐
えるものであり、かつ水素吸収量は現用のジルカロイよ
り少いという優れた特性を有していることを以下に詳細
に説明する。
。この組成範囲の合金は、中性子吸収断面積が現用ジル
カロイと同等ないしそれ以下であり、長期間の使用に耐
えるものであり、かつ水素吸収量は現用のジルカロイよ
り少いという優れた特性を有していることを以下に詳細
に説明する。
第２図はジルコニウム基合金表面に形成される酸化膜の
成長メカニズムを示す、酸化膜は金属過剰（酸素欠乏型
）のｎ型半導体であり、その組成は化学量論的組成から
ずれたＺｒＯヨーいである。過剰な金属イオンは等価な
電子によって電気的中性を保つように補償されており、
酸素欠乏部はアニオン欠陥として酸化膜中に内在してい
る。酸素イオンは、このアニオン欠陥とその位置を交換
することにより内部へ拡散し酸化膜と金属との界面でジ
ルコニウムと結合し酸化が内部に向って進行する。
成長メカニズムを示す、酸化膜は金属過剰（酸素欠乏型
）のｎ型半導体であり、その組成は化学量論的組成から
ずれたＺｒＯヨーいである。過剰な金属イオンは等価な
電子によって電気的中性を保つように補償されており、
酸素欠乏部はアニオン欠陥として酸化膜中に内在してい
る。酸素イオンは、このアニオン欠陥とその位置を交換
することにより内部へ拡散し酸化膜と金属との界面でジ
ルコニウムと結合し酸化が内部に向って進行する。
このとき、酸素イオンと等価な電荷の電子が酸化膜内部
から表面に移動し、水素イオンはこの電子により還元さ
れて水素ガスを発生する。よって酸化量と水素ガス発生
量は比例関係にあり、水素ガスの１部はジルコニウム合
金内部に吸収されて水素化物を形成する原因となる。こ
のことから、耐食性が高いジルコニウム基合金はど水素
ガスの吸収量が低いことが考えられる。
から表面に移動し、水素イオンはこの電子により還元さ
れて水素ガスを発生する。よって酸化量と水素ガス発生
量は比例関係にあり、水素ガスの１部はジルコニウム合
金内部に吸収されて水素化物を形成する原因となる。こ
のことから、耐食性が高いジルコニウム基合金はど水素
ガスの吸収量が低いことが考えられる。
酸化膜の成長速度は、酸化膜中の酸素の拡散速度に律速
され、拡散速度は前述したアニオン欠陥の数及びその動
きやすさに比例する。酸化を抑制し耐食性を高めるには
アニオン欠陥の数を減少させることが有効である＋＋
Ｆ ｓ ｇ Ｃｒ及びＮｉ等耐食性を向上させる元素は
ＺｒＯ，イオン格子間に侵入しイオン化して不足してい
る電子のドナーとなり、アニオン欠陥を減少させる効果
があるものと考えられる。
され、拡散速度は前述したアニオン欠陥の数及びその動
きやすさに比例する。酸化を抑制し耐食性を高めるには
アニオン欠陥の数を減少させることが有効である＋＋
Ｆ ｓ ｇ Ｃｒ及びＮｉ等耐食性を向上させる元素は
ＺｒＯ，イオン格子間に侵入しイオン化して不足してい
る電子のドナーとなり、アニオン欠陥を減少させる効果
があるものと考えられる。
第３図は、Ｚｒ−１，５ｗｔ％５ｎ−Ｆｅ−Ｎｉ合金の
中性子吸収断面積とＦｅ及びＮｉ添加量との関係を示す
。図より、現用ジルカロイ−２材の中性子吸収断面積を
越えない添加量は、Ｆｅ５０．５５ ｗｔ％、Ｎｉ≦０
．３ ｗｔ％であることがわかる。
中性子吸収断面積とＦｅ及びＮｉ添加量との関係を示す
。図より、現用ジルカロイ−２材の中性子吸収断面積を
越えない添加量は、Ｆｅ５０．５５ ｗｔ％、Ｎｉ≦０
．３ ｗｔ％であることがわかる。
（発明の実施例〕
以下に実施例により詳細に説明する。
実施例１
第４Ｗ４は、ジルコニウム基合金の溶解、熱処理及び加
工方法を示す、溶解原料には原子炉用ジルコニウムスポ
ンジを用いた。真空アーク溶解により表１に示す組成の
Ｚｒ−８ｎ合金５Ｚｒ−８ｎ−Ｆｅ合金、Ｚｒ−８ｎ−
Ｃｒ合金及びＺｒ−８ｎ−Ｎｉ合金を溶製した。各イン
ゴットは、熱間圧延（７００℃）、焼なましく７００’
Ｃ，４時間）を施した後４分割した１分割された各板材
のうち３枚には、（α＋β）相温度範囲（８４０”Ｃ及
び９００℃）及びβ相温度（１０００”Ｃ）に５分間保
持した後水冷し、βクエンチを施した。残りの１枚には
βクエンチを施さながった。この４枚の板材は、３ｗ！
Ｊの冷間圧延と８００’Ｃ，２時間の中間焼なましとに
より、板厚ｌ■とした。各板材をさらに３分割し、５８
０℃、６２０’ｅ及び７３０℃の温度で２時間焼なまし
した０合金組成及び熱処理の異なる各板材より試験片を
切り出し腐食試験に供した。腐食試験は、圧力１０．３
ＭＰａの高温高圧水蒸気中で行った。腐食試験温度及び
時間は、４１０℃、８時間及び５１０℃、１６時間とし
、途中で冷却することなく連続的に変化させた。
工方法を示す、溶解原料には原子炉用ジルコニウムスポ
ンジを用いた。真空アーク溶解により表１に示す組成の
Ｚｒ−８ｎ合金５Ｚｒ−８ｎ−Ｆｅ合金、Ｚｒ−８ｎ−
Ｃｒ合金及びＺｒ−８ｎ−Ｎｉ合金を溶製した。各イン
ゴットは、熱間圧延（７００℃）、焼なましく７００’
Ｃ，４時間）を施した後４分割した１分割された各板材
のうち３枚には、（α＋β）相温度範囲（８４０”Ｃ及
び９００℃）及びβ相温度（１０００”Ｃ）に５分間保
持した後水冷し、βクエンチを施した。残りの１枚には
βクエンチを施さながった。この４枚の板材は、３ｗ！
Ｊの冷間圧延と８００’Ｃ，２時間の中間焼なましとに
より、板厚ｌ■とした。各板材をさらに３分割し、５８
０℃、６２０’ｅ及び７３０℃の温度で２時間焼なまし
した０合金組成及び熱処理の異なる各板材より試験片を
切り出し腐食試験に供した。腐食試験は、圧力１０．３
ＭＰａの高温高圧水蒸気中で行った。腐食試験温度及び
時間は、４１０℃、８時間及び５１０℃、１６時間とし
、途中で冷却することなく連続的に変化させた。
第５図は、耐食性に及ぼす合金元素量、βクエンチ温度
及び最終焼なまし温度の影響を示す。図中の・印はノジ
ュラ腐食が発生したことを示し。
及び最終焼なまし温度の影響を示す。図中の・印はノジ
ュラ腐食が発生したことを示し。
Ｏ印はノジュラ腐食が発生しなかったことを示す。
Ｚｒ−８ｎ合金においては、Ｓｎ添加量及び熱処理によ
らずすべてノジュラ腐食が発生する。Ｚ、ｒ−８ｎ−Ｆ
ｅ合金の耐食性は、最終焼なまし温度の影響をほとんど
受けず、Ｆｅが０．２５ ｗｔ％以上合金化されると、
βクエンチを施さなくてもノジュラ腐食は発生しないこ
とがわかる。１０００℃のβクエンチを施すとＦｅが０
．１５ ｗｔ％以上合金化されているとノジュラ腐食の
発生は防止できることがわかる。
らずすべてノジュラ腐食が発生する。Ｚ、ｒ−８ｎ−Ｆ
ｅ合金の耐食性は、最終焼なまし温度の影響をほとんど
受けず、Ｆｅが０．２５ ｗｔ％以上合金化されると、
βクエンチを施さなくてもノジュラ腐食は発生しないこ
とがわかる。１０００℃のβクエンチを施すとＦｅが０
．１５ ｗｔ％以上合金化されているとノジュラ腐食の
発生は防止できることがわかる。
Ｚｒ−８ｎ−Ｃｒ合金の耐食性は、最終焼なまし温度が
高いほど低下し、６００℃以上の焼なましを施すとβク
エンチ温度及び合金化量を変化させてもノジュラ腐食の
発生を防止できないことがわかる。
高いほど低下し、６００℃以上の焼なましを施すとβク
エンチ温度及び合金化量を変化させてもノジュラ腐食の
発生を防止できないことがわかる。
Ｚｒ−８ｎ−Ｎｉ合金の耐食性は、最終焼なまし温度の
影響を受けずＮｉが０．１．Ｉ５ ｗｔ％以上合金化さ
れているとβクエンチを施さなくてもノジュラ腐食の発
生を防止できる。βクエンチ温度を９００℃とするとノ
ジュラ腐食の発生を防止するＮｉ合金化量は０．１
ｗｔ％でよいことがわかる。 以上の結果より耐食性向
上に有効な合金元素はＦｅ及びＮｉであり、Ｃｒの効果
は小であることがわかる。
影響を受けずＮｉが０．１．Ｉ５ ｗｔ％以上合金化さ
れているとβクエンチを施さなくてもノジュラ腐食の発
生を防止できる。βクエンチ温度を９００℃とするとノ
ジュラ腐食の発生を防止するＮｉ合金化量は０．１
ｗｔ％でよいことがわかる。 以上の結果より耐食性向
上に有効な合金元素はＦｅ及びＮｉであり、Ｃｒの効果
は小であることがわかる。
実施例２
実施例１と同様な溶解方法及び加工、熱処理によりＺｒ
−８ｎ−Ｆｅ−Ｎｉ合金の板を製造した。
−８ｎ−Ｆｅ−Ｎｉ合金の板を製造した。
最終焼なまし温度は７３０℃とした。第６図は各合金の
耐食性を実施例１と同様な腐食試験によりノジュラ腐食
発生の有無を調べた１図中Δ印は１点のみノジュラ腐食
が発生したことを示す、第６図によりＦｅ及びＮｉの合
金化量が、（１）式を満足する領域では、熱処理 ０．２５ ・Ｘ１ｌｔ ： ＋ｏ、１５ Ｘｙａ≧０
．０３７５ （１）Ｘ ＊ ｔ ： Ｎ ｉの合金化量
。
耐食性を実施例１と同様な腐食試験によりノジュラ腐食
発生の有無を調べた１図中Δ印は１点のみノジュラ腐食
が発生したことを示す、第６図によりＦｅ及びＮｉの合
金化量が、（１）式を満足する領域では、熱処理 ０．２５ ・Ｘ１ｌｔ ： ＋ｏ、１５ Ｘｙａ≧０
．０３７５ （１）Ｘ ＊ ｔ ： Ｎ ｉの合金化量
。
ＸＦＩＩ ！’Ｆ ８の合金化量、
によらずノジュラ腐食の発生が防止できることがわかる
。βクエンチ温度を１０００℃とすると、ノジュラ腐食
の発生は（２）式を満足するＦｅ及びＮｉの合金化によ
り防止できることがわかる。
。βクエンチ温度を１０００℃とすると、ノジュラ腐食
の発生は（２）式を満足するＦｅ及びＮｉの合金化によ
り防止できることがわかる。
０．１５ ｘ□＋０．１ ｘ、、≧０．０１ｊ
（２）実施例３ 第７図は、表１に示す各組成の合金の腐食増量と水素吸
収量との関係を示す、水素吸収量と腐食増量との間には
図に示すような比例関係がある。
（２）実施例３ 第７図は、表１に示す各組成の合金の腐食増量と水素吸
収量との関係を示す、水素吸収量と腐食増量との間には
図に示すような比例関係がある。
図より耐食性の高い材料はど水素吸収量も少く、Ｎｉを
添加することにより水素吸収量が増加することはないこ
とがわかる。
添加することにより水素吸収量が増加することはないこ
とがわかる。
実施例４
Ｓｎを３．Ｏｗｔ％添加すると冷間圧延時の加工硬化が
著しく、３０％以上の冷関圧延製施すと割れが発生した
。このことから、Ｓｎの合金化量は１．０〜２．Ｏｗｔ
％の範囲が好ましい。
著しく、３０％以上の冷関圧延製施すと割れが発生した
。このことから、Ｓｎの合金化量は１．０〜２．Ｏｗｔ
％の範囲が好ましい。
本発明によれば、耐食性の優れたジルコニウム合金部材
の製造が可能となる。その結果１部材の信頼性が向上し
炉内滞在寿命を大幅に長期化できるので原子力燃料の高
燃焼度化が可能となる。
の製造が可能となる。その結果１部材の信頼性が向上し
炉内滞在寿命を大幅に長期化できるので原子力燃料の高
燃焼度化が可能となる。
ジルコニウム合金部材の製造プロセスｈ’−おいても、
熱処理温度を比較的自由にに°選定できるので、その製
造が容易になる効果を有する。また中性子吸収断面積も
従来のジルカロイ−２材およびジルカロイ−４材と同等
であり発電効率も低下しない。
熱処理温度を比較的自由にに°選定できるので、その製
造が容易になる効果を有する。また中性子吸収断面積も
従来のジルカロイ−２材およびジルカロイ−４材と同等
であり発電効率も低下しない。
第１図は最適合金組成範囲を示す図、第２図は酸化膜中
の酸素拡散のメカニズムを示す図、第３図は合金の中性
子吸収断面積を示す図、第４図はジルコニウム合金板材
の製造プロセスを示す図、第５１！ｌ及び第６図はノジ
ュラ腐食発生に及ぼす合金元素及び熱処理温度の影響を
示す図、第７図は表１に示す各組成の合金の腐食増量と
水素吸収量との関係図である。 １・・・燃料被覆管、２・・・チャンネルボックス、３
・・・スペーサー、４・・・ウォータロッド、５・・・
燃料ハンドル。
の酸素拡散のメカニズムを示す図、第３図は合金の中性
子吸収断面積を示す図、第４図はジルコニウム合金板材
の製造プロセスを示す図、第５１！ｌ及び第６図はノジ
ュラ腐食発生に及ぼす合金元素及び熱処理温度の影響を
示す図、第７図は表１に示す各組成の合金の腐食増量と
水素吸収量との関係図である。 １・・・燃料被覆管、２・・・チャンネルボックス、３
・・・スペーサー、４・・・ウォータロッド、５・・・
燃料ハンドル。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、ジルコニウム基合金において、１．０〜２．０ｗｔ
％の錫、０．３ｗｔ％以下のニッケル、０．５５ｗｔ％
以下の鉄、酸素及びその他不純物を含有し、鉄とＮｉの
含有量の和が０．１５ｗｔ％以上であり、Ｃｒを含有し
ないことを特徴とするジルコニウム基合金。 ２、特許請求の範囲第１項において、鉄含有量をｘ軸（
単位：ｗｔ％）、Ｎｉ含有量をｙ軸（単位：ｗｔ％）と
する直交座標平面で（０．５５、０）、（０．２、０．
２）、（０．０９、０．０９）、（０．２５、０）の４
点で囲まれた組成を有することを特徴とするジルコニウ
ム基合金。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14685884A JPS6126738A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | ジルコニウム基合金 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14685884A JPS6126738A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | ジルコニウム基合金 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6126738A true JPS6126738A (ja) | 1986-02-06 |
Family
ID=15417149
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14685884A Pending JPS6126738A (ja) | 1984-07-17 | 1984-07-17 | ジルコニウム基合金 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6126738A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5024809A (en) * | 1989-05-25 | 1991-06-18 | General Electric Company | Corrosion resistant composite claddings for nuclear fuel rods |
| US5026516A (en) * | 1989-05-25 | 1991-06-25 | General Electric Company | Corrosion resistant cladding for nuclear fuel rods |
| US5073336A (en) * | 1989-05-25 | 1991-12-17 | General Electric Company | Corrosion resistant zirconium alloys containing copper, nickel and iron |
| CN102941241A (zh) * | 2012-10-17 | 2013-02-27 | 青岛宏奥铜管有限公司 | 一种用于y2态铜管的加工方法 |
-
1984
- 1984-07-17 JP JP14685884A patent/JPS6126738A/ja active Pending
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US5024809A (en) * | 1989-05-25 | 1991-06-18 | General Electric Company | Corrosion resistant composite claddings for nuclear fuel rods |
| US5026516A (en) * | 1989-05-25 | 1991-06-25 | General Electric Company | Corrosion resistant cladding for nuclear fuel rods |
| US5073336A (en) * | 1989-05-25 | 1991-12-17 | General Electric Company | Corrosion resistant zirconium alloys containing copper, nickel and iron |
| CN102941241A (zh) * | 2012-10-17 | 2013-02-27 | 青岛宏奥铜管有限公司 | 一种用于y2态铜管的加工方法 |
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