JP2521328B2 - ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管 - Google Patents
ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管Info
- Publication number
- JP2521328B2 JP2521328B2 JP63150155A JP15015588A JP2521328B2 JP 2521328 B2 JP2521328 B2 JP 2521328B2 JP 63150155 A JP63150155 A JP 63150155A JP 15015588 A JP15015588 A JP 15015588A JP 2521328 B2 JP2521328 B2 JP 2521328B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- zirconium
- cladding tube
- based alloy
- nuclear fuel
- axis
- 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.)
- Expired - Lifetime
Links
Classifications
-
- 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
- Monitoring And Testing Of Nuclear Reactors (AREA)
- Other Surface Treatments For Metallic Materials (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、原子炉に用いられる原子燃料用被覆管に関
するものである。
するものである。
原子力発電プラントの原子炉で使用される燃料集合体
は、一般的に、ウラン酸化物の円柱状焼結体（ペレット
と呼ぶ）をジルコニウム合金の被覆管で被覆し、被覆管
両端を端栓で封止した棒状の燃料要素、即ち燃料棒から
構成されている。原子力発電プラントの運転中において
は、燃料棒の外表面は高温・高圧の冷却水と接触してお
り、燃料棒の内部は、ジルコニウム合金製の被覆管によ
り冷却水から隔離された状態にある。通常、燃料棒は冷
却水圧力が燃料棒内圧より高い条件で使用されているた
め、被覆材料のクループにより燃料棒外径が減少する。
また、燃料の燃焼が進むにつれて、ヨウ素等の核分裂生
成物がペレット内に蓄積され、スウェリングと呼ばれる
ペレットの体積膨張により、ペレットの外径が増大す
る。従って、運転初期にペレット外面と被覆管内面との
間に存在した半径方向のギャップは、燃焼が進むにつれ
て減少し、ペレット外面と被覆間内面とが接触する状態
になる。
は、一般的に、ウラン酸化物の円柱状焼結体（ペレット
と呼ぶ）をジルコニウム合金の被覆管で被覆し、被覆管
両端を端栓で封止した棒状の燃料要素、即ち燃料棒から
構成されている。原子力発電プラントの運転中において
は、燃料棒の外表面は高温・高圧の冷却水と接触してお
り、燃料棒の内部は、ジルコニウム合金製の被覆管によ
り冷却水から隔離された状態にある。通常、燃料棒は冷
却水圧力が燃料棒内圧より高い条件で使用されているた
め、被覆材料のクループにより燃料棒外径が減少する。
また、燃料の燃焼が進むにつれて、ヨウ素等の核分裂生
成物がペレット内に蓄積され、スウェリングと呼ばれる
ペレットの体積膨張により、ペレットの外径が増大す
る。従って、運転初期にペレット外面と被覆管内面との
間に存在した半径方向のギャップは、燃焼が進むにつれ
て減少し、ペレット外面と被覆間内面とが接触する状態
になる。
このような状態のもとで原子炉の出力が急上昇した場
合、ペレットの温度上昇によりペレット外径は更に増加
し、被覆管に大きな応力が負荷される。また、ペレット
温度の上昇により、ペレット内に蓄積されたヨウ素等の
核分裂生成ガスが放出され、燃料棒内は腐食性雰囲気に
なる。
合、ペレットの温度上昇によりペレット外径は更に増加
し、被覆管に大きな応力が負荷される。また、ペレット
温度の上昇により、ペレット内に蓄積されたヨウ素等の
核分裂生成ガスが放出され、燃料棒内は腐食性雰囲気に
なる。
ヨウ素等の腐食性ガス雰囲気下で、ジルコニウム合金
製の被覆管に過大な応力が負荷された場合、被覆管が破
損する応力腐食割れという現象の起こる可能性があるこ
とが判っている。従って、原子炉でその出力を急上昇す
る場合、ジルコニウム合金製燃料被覆管の応力腐食割れ
に起因する、燃料破損が発意製する可能性がある。
製の被覆管に過大な応力が負荷された場合、被覆管が破
損する応力腐食割れという現象の起こる可能性があるこ
とが判っている。従って、原子炉でその出力を急上昇す
る場合、ジルコニウム合金製燃料被覆管の応力腐食割れ
に起因する、燃料破損が発意製する可能性がある。
そこで、燃料被覆管の応力腐食割れによる燃料破損を
防止するために、これまで燃料に対して種々の改良が試
みられてきた。その一例として、ジルコニウム合金製燃
料被覆管の内面に、全肉厚の10％程度となるような厚さ
に、ほぼ純粋なジルコニウム金属を冶金的に内張りした
複合被覆管が開発されている。ところが、このような複
合被覆管では、単一管に比べて加工コストが高いばかり
でなく、内面に内張りした純ジルコニウム金属はジルコ
ニウム合金に比べ酸化性雰囲気下での腐食性が劣るの
で、被覆管の内外面を貫通する欠陥が発生し、冷却水が
被覆管内部に侵入した場合、内張りのないジルコニウム
合金被覆管に比べ、純ジルコニウム金属内面での腐食反
応量が多くなる。
防止するために、これまで燃料に対して種々の改良が試
みられてきた。その一例として、ジルコニウム合金製燃
料被覆管の内面に、全肉厚の10％程度となるような厚さ
に、ほぼ純粋なジルコニウム金属を冶金的に内張りした
複合被覆管が開発されている。ところが、このような複
合被覆管では、単一管に比べて加工コストが高いばかり
でなく、内面に内張りした純ジルコニウム金属はジルコ
ニウム合金に比べ酸化性雰囲気下での腐食性が劣るの
で、被覆管の内外面を貫通する欠陥が発生し、冷却水が
被覆管内部に侵入した場合、内張りのないジルコニウム
合金被覆管に比べ、純ジルコニウム金属内面での腐食反
応量が多くなる。
ジルコニウム金属が腐食すると、ジルコニウム酸化物
を形成すると共に、発生した水素がジルコニウム合金か
らなる燃料被覆管の母材に吸収され、水素化物として析
出する。被覆管に多量の水素化物が析出すると、周知の
ように被覆管の機械的特性は低下し、燃料棒の形状維持
性能が損なわれる可能性がある。
を形成すると共に、発生した水素がジルコニウム合金か
らなる燃料被覆管の母材に吸収され、水素化物として析
出する。被覆管に多量の水素化物が析出すると、周知の
ように被覆管の機械的特性は低下し、燃料棒の形状維持
性能が損なわれる可能性がある。
また、燃料被覆管の応力腐食割れによる燃料破損を防
止するため、ジルコニウム基合金の集合組織を規定し、
異方性を調整した例として、稠密六方晶の中心軸（Ｃ
軸）（第１−ａ図参照）を半径方向より０゜方向に最集
積させた特許第1336880号や、内面では稠密六方晶のＣ
軸を径方向より０゜方向に最集積させ、中面および外面
では、機械的延性を確保するために、Ｃ軸を半径方向よ
り30゜方向に最集積させた特願昭58−5186がある。しか
しながら、現実的な管製造方法においては、稠密六方晶
のＣ軸の配向分布は広がりを持つので、最集積方位のみ
を規定する前記２件の発明は、応力腐食割れに対し、必
ずしも十分でないことが判明した。
止するため、ジルコニウム基合金の集合組織を規定し、
異方性を調整した例として、稠密六方晶の中心軸（Ｃ
軸）（第１−ａ図参照）を半径方向より０゜方向に最集
積させた特許第1336880号や、内面では稠密六方晶のＣ
軸を径方向より０゜方向に最集積させ、中面および外面
では、機械的延性を確保するために、Ｃ軸を半径方向よ
り30゜方向に最集積させた特願昭58−5186がある。しか
しながら、現実的な管製造方法においては、稠密六方晶
のＣ軸の配向分布は広がりを持つので、最集積方位のみ
を規定する前記２件の発明は、応力腐食割れに対し、必
ずしも十分でないことが判明した。
原子燃料として使用されているジルカロイ−２やジル
カロイ−４のようなジルコニウム基合金被覆管の応力腐
食割れは、UO2ペレットからの過大な歪が被覆管を押し
広げることにより起こるが、UO2ペレットの外周部と中
心部との熱膨張により、径方向の割れが生じると、この
割れに接した被覆管の部分に歪が集中し、被覆管の内面
より割れが生じ、生長し、被覆管を貫通することにより
応力腐食割れが起こることが判明している。
カロイ−４のようなジルコニウム基合金被覆管の応力腐
食割れは、UO2ペレットからの過大な歪が被覆管を押し
広げることにより起こるが、UO2ペレットの外周部と中
心部との熱膨張により、径方向の割れが生じると、この
割れに接した被覆管の部分に歪が集中し、被覆管の内面
より割れが生じ、生長し、被覆管を貫通することにより
応力腐食割れが起こることが判明している。
一方、ジルコニウム基合金の応力腐食割れは、稠密六
方晶のＣ軸と垂直な底面から０〜30゜の方位へ進展しや
すいことが知られている（ASTM−STP681 P244−260）。
方晶のＣ軸と垂直な底面から０〜30゜の方位へ進展しや
すいことが知られている（ASTM−STP681 P244−260）。
本発明は、ジルコニウム基合金管のＣ軸を半径方向へ
集積させる、前記例のような困難を伴う製法ではなく、
稠密六方晶からなるジルコニウム基合金原子燃料被覆管
の内面において、中心軸（Ｃ）が該被覆管の半径方向の
座標軸に対して約60゜〜90゜の範囲にある稠密六方晶、
換言すれば、稠密六方晶の底面が、半径方向に対して０
〜30゜の方位にある稠密六方晶の割合が10％以下であ
る、ジルコニウム基合金製燃料被覆管を提供することに
より、半径方向に進展する応力腐食割れを防止し、しか
も管全体の稠密六方晶の配向状態に起因する異方性を抑
制し、原子炉内で使用されるジルコニウム基合金製燃料
被覆管の機械的特性を維持するものである。
集積させる、前記例のような困難を伴う製法ではなく、
稠密六方晶からなるジルコニウム基合金原子燃料被覆管
の内面において、中心軸（Ｃ）が該被覆管の半径方向の
座標軸に対して約60゜〜90゜の範囲にある稠密六方晶、
換言すれば、稠密六方晶の底面が、半径方向に対して０
〜30゜の方位にある稠密六方晶の割合が10％以下であ
る、ジルコニウム基合金製燃料被覆管を提供することに
より、半径方向に進展する応力腐食割れを防止し、しか
も管全体の稠密六方晶の配向状態に起因する異方性を抑
制し、原子炉内で使用されるジルコニウム基合金製燃料
被覆管の機械的特性を維持するものである。
また最近では、ジルコニウム基合金管の集合組織を表
す指標として下記式で示されるfr値が広く用いられてい
る。本発明者等は、このfr値とＣ軸配向割合およびSCC
破損値との関係を研究した結果、現実的な製造方法で
は、φ＝60〜90゜の範囲のＣ軸配向割合とfr値とは対応
し、fr値が大きい程SCC破損歪も大きくなり、応力腐食
割れに対する余裕が増大することを見いだした。
す指標として下記式で示されるfr値が広く用いられてい
る。本発明者等は、このfr値とＣ軸配向割合およびSCC
破損値との関係を研究した結果、現実的な製造方法で
は、φ＝60〜90゜の範囲のＣ軸配向割合とfr値とは対応
し、fr値が大きい程SCC破損歪も大きくなり、応力腐食
割れに対する余裕が増大することを見いだした。
式中、Ｉ（φ、α）:X線回折強度 φ：第１−ｂ図に示す投影球における緯度方向角（ラジ
アン） α：同経度方向角（ラジアン） 後に述べる実施例からも判るとおり、被覆管の内面か
ら深さ50μｍの層において、fr値が0.65以上ではSCC破
損歪が大きく、応力腐食割れによる燃料被覆管の破損率
を小さくすることができる。
アン） α：同経度方向角（ラジアン） 後に述べる実施例からも判るとおり、被覆管の内面か
ら深さ50μｍの層において、fr値が0.65以上ではSCC破
損歪が大きく、応力腐食割れによる燃料被覆管の破損率
を小さくすることができる。
一方、機械的特性も集合組織の影響を受けることが知
られているが、原子炉内でのクリープ特性、内圧破裂特
性などの管全体の機械的特性は、管全体あるいは平均的
な▲▼値に着目する必要がある。しかしながら、被
覆管半径方向で集合組織が異なる本発明では、半径方向
の平均的なfr値を求めることは、測定を複数回実施する
必要があり容易ではない。そこで、管全体の集合組織を
表す指標として、下記で示される収縮歪比CSR値を導入
した。
られているが、原子炉内でのクリープ特性、内圧破裂特
性などの管全体の機械的特性は、管全体あるいは平均的
な▲▼値に着目する必要がある。しかしながら、被
覆管半径方向で集合組織が異なる本発明では、半径方向
の平均的なfr値を求めることは、測定を複数回実施する
必要があり容易ではない。そこで、管全体の集合組織を
表す指標として、下記で示される収縮歪比CSR値を導入
した。
ここでεｃ、εｒは、それぞれ管軸方向での常温引張
試験時に於ける円周方向と半径方向の歪。
試験時に於ける円周方向と半径方向の歪。
このCSR値と平均的な▲▼値との関係は、Metallu
rgical Transactions A vol 10A（April,1979）の483頁
から487頁に記載のごとく、下式で表されることが経験
的に確認されており、発明者らもほぼ同等な関係を確認
している。
rgical Transactions A vol 10A（April,1979）の483頁
から487頁に記載のごとく、下式で表されることが経験
的に確認されており、発明者らもほぼ同等な関係を確認
している。
以下の実施例から判るとおり、本発明における好まし
い態様としては、収縮歪比CSRは、1.7〜2.4の範囲であ
る。
い態様としては、収縮歪比CSRは、1.7〜2.4の範囲であ
る。
以下に、実施例により本発明をさらに説明する。
外径9.5mm、肉厚0.6mmのジルカロイ−４合金製燃料被
覆管を通常の方法で製造した。ここで本発明の有効性を
確認するため、最終冷間加工工程での冷間加工度、 あるいはマンドレル形状等の条件を変えて、種々の集合
組織を持つ管を製造し、高温軸引張試験、高温内圧破裂
試験、高温内圧クリープ試験、常温軸引張試験によるCS
R測定、稠密六方晶のＣ軸配向割合を測定するＸ線回折
および応力腐食割れ（SCC）試験を実施した。
覆管を通常の方法で製造した。ここで本発明の有効性を
確認するため、最終冷間加工工程での冷間加工度、 あるいはマンドレル形状等の条件を変えて、種々の集合
組織を持つ管を製造し、高温軸引張試験、高温内圧破裂
試験、高温内圧クリープ試験、常温軸引張試験によるCS
R測定、稠密六方晶のＣ軸配向割合を測定するＸ線回折
および応力腐食割れ（SCC）試験を実施した。
従来管および実施例のジルコニウムの稠密六方晶のＣ
軸配向割合を、半径方向とＣ軸のなす角度φ（ラジア
ン）ごとに測定した。稠密六方晶のＣ軸の配向割合は、
被覆管の内面および中央面から小片を切り出し、これを
半径方向に研削して、約50μｍの厚さのサンプルを作
り、これを第１図に示す方位角（φ，α）でのＸ線回折
強度Ｉ（φ，α）を測定し、管軸方向からの方位αを０
〜２πの範囲で平均することにより得た。結果を第２図
および第３図に示す。
軸配向割合を、半径方向とＣ軸のなす角度φ（ラジア
ン）ごとに測定した。稠密六方晶のＣ軸の配向割合は、
被覆管の内面および中央面から小片を切り出し、これを
半径方向に研削して、約50μｍの厚さのサンプルを作
り、これを第１図に示す方位角（φ，α）でのＸ線回折
強度Ｉ（φ，α）を測定し、管軸方向からの方位αを０
〜２πの範囲で平均することにより得た。結果を第２図
および第３図に示す。
第３図から判るとおり、本発明では内面および中面の
Ｃ軸の最集積方位は、φ＝約20゜とほぼ一致している
が、φ＝60〜90゜の範囲の存在割合は、中面に比べて内
面の方が小さくなっている。なお、第２図に示すとお
り、従来管でもＣ軸の最集積方位は、本発明例と同じで
あり、φ＝約20゜である。
Ｃ軸の最集積方位は、φ＝約20゜とほぼ一致している
が、φ＝60〜90゜の範囲の存在割合は、中面に比べて内
面の方が小さくなっている。なお、第２図に示すとお
り、従来管でもＣ軸の最集積方位は、本発明例と同じで
あり、φ＝約20゜である。
なお、応力腐食割れ（SCC）試験は、360℃のヨウ素を
含む雰囲気中で、長さ15mm直径8.2mmのAl2O3製模擬ペレ
ットにより内側から被覆管を押広げ、SCC亀裂が被覆管
を貫通した際の被覆管の歪（SCC破損歪）を測定すると
いう方法で実施した。
含む雰囲気中で、長さ15mm直径8.2mmのAl2O3製模擬ペレ
ットにより内側から被覆管を押広げ、SCC亀裂が被覆管
を貫通した際の被覆管の歪（SCC破損歪）を測定すると
いう方法で実施した。
第４図から判るとおり、内面でのφ＝60〜90゜の範囲
のＣ軸の配向割合が小さい程SCC破損歪が大きくなる傾
向があり、その配向割合が10％以内では、SCC破損歪が
とくに大きくなり、十分な実用性を得るに至る。
のＣ軸の配向割合が小さい程SCC破損歪が大きくなる傾
向があり、その配向割合が10％以内では、SCC破損歪が
とくに大きくなり、十分な実用性を得るに至る。
このことから、特許第1336880号あるいは特願昭58−5
186のように、Ｃ軸の最集積方位を管理しなくても、φ
＝60〜90゜の配向割合を10％以下にすることにより、応
力腐食割れに有効なジルコニウム基合金製原子燃料被覆
管を得られることが判明した。
186のように、Ｃ軸の最集積方位を管理しなくても、φ
＝60〜90゜の配向割合を10％以下にすることにより、応
力腐食割れに有効なジルコニウム基合金製原子燃料被覆
管を得られることが判明した。
またfr値とSCC破損歪との関係とを調べた結果、第５
図に示すように、従来品のfr値はたかだか0.63程度であ
り、この場合SCC破損歪は小さいが、本発明品ではfr値
が0.65以上となり、この辺りからSCC破損歪が急激に増
大していることが判る。
図に示すように、従来品のfr値はたかだか0.63程度であ
り、この場合SCC破損歪は小さいが、本発明品ではfr値
が0.65以上となり、この辺りからSCC破損歪が急激に増
大していることが判る。
第６図はCSRと高温クリープ試験結果との関係を示し
たものであるが、CSR≦2.4ではクリープ歪はほぼ一定で
あるのに対し、CSR＞2.4ではクリープ歪が、急激に立上
がる傾向がある。原子炉内では、通常燃料棒内の圧力よ
りも冷却材圧力が高いため被覆管の外径が減少し、ペレ
ットと接触し、応力腐食割れを起こしやすくなる。従っ
て、CSR値の増大に伴う不利益を減少させるためCSR値の
上限を2.4に設定するものである。
たものであるが、CSR≦2.4ではクリープ歪はほぼ一定で
あるのに対し、CSR＞2.4ではクリープ歪が、急激に立上
がる傾向がある。原子炉内では、通常燃料棒内の圧力よ
りも冷却材圧力が高いため被覆管の外径が減少し、ペレ
ットと接触し、応力腐食割れを起こしやすくなる。従っ
て、CSR値の増大に伴う不利益を減少させるためCSR値の
上限を2.4に設定するものである。
また、第７図は、CSRと内圧破裂応力との関係を示し
たものであるが、CSR値が1.7以下では内圧破裂応力が低
下し、原子炉内で、燃料棒内圧が上昇する通常以外の異
常条件下では内圧破裂による燃料破損の危険性が増大す
るため、CSR値の下限を1.7にする必要がある。
たものであるが、CSR値が1.7以下では内圧破裂応力が低
下し、原子炉内で、燃料棒内圧が上昇する通常以外の異
常条件下では内圧破裂による燃料破損の危険性が増大す
るため、CSR値の下限を1.7にする必要がある。
他の機械的特性については、第８図及び第９図に示さ
れるように、CSR＝1.7〜2.4の範囲では、耐力、歪はほ
とんど変化せず、CSRに影響を受けない。
れるように、CSR＝1.7〜2.4の範囲では、耐力、歪はほ
とんど変化せず、CSRに影響を受けない。
なお、本発明の実施例としは、ジルコニウム基合金と
してジルカロイ−４での例を示したが、稠密六方晶とな
る他のジルコニウム基合金に対しても本発明が適用でき
ることはいうまでもない。
してジルカロイ−４での例を示したが、稠密六方晶とな
る他のジルコニウム基合金に対しても本発明が適用でき
ることはいうまでもない。
以上説明したように、本発明によれば、原子炉材料と
している従来のジルカロイ−４管に比較して、引張り強
度、延性、クリープ特性などの機械的特性の変化を招く
ことなく、原子炉内で生じる応力腐食割れによる破損率
を低下させることができ、原子燃料の信頼性を向上させ
ることができる。
している従来のジルカロイ−４管に比較して、引張り強
度、延性、クリープ特性などの機械的特性の変化を招く
ことなく、原子炉内で生じる応力腐食割れによる破損率
を低下させることができ、原子燃料の信頼性を向上させ
ることができる。
第１−ａ図は、ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管中
における稠密六方晶の配向状態を示した図である。図に
おいて、１は稠密六方晶、２は中心軸（Ｃ）軸、３は稠
密六方晶底面、４は被覆管である。 第１−ｂ図はＣ軸の配向状態を測定するＸ線回折法の方
位を示した図である。φは緯度方向角、αは経度方向角
である。 第２図は従来管のＣ軸配向分布を示す図である。 第３図は本発明実施例のＣ軸配向分布を示す図である。 第４図は被覆管内面でのＣ軸が半径方向から60〜90゜の
方位に存在する稠密六方晶の割合とSCC破損歪との関係
を示す図である。 第５図は被覆管内面のfr値とSCC破損歪との関係を示す
図である。 第６図はCSR値と内圧クリープ歪との関係、第７図はCSR
値と内圧破裂応力との関係、第８図はCSR値と耐力との
関係、および第９図はCSR値と歪との関係をそれぞれ示
す図である。
における稠密六方晶の配向状態を示した図である。図に
おいて、１は稠密六方晶、２は中心軸（Ｃ）軸、３は稠
密六方晶底面、４は被覆管である。 第１−ｂ図はＣ軸の配向状態を測定するＸ線回折法の方
位を示した図である。φは緯度方向角、αは経度方向角
である。 第２図は従来管のＣ軸配向分布を示す図である。 第３図は本発明実施例のＣ軸配向分布を示す図である。 第４図は被覆管内面でのＣ軸が半径方向から60〜90゜の
方位に存在する稠密六方晶の割合とSCC破損歪との関係
を示す図である。 第５図は被覆管内面のfr値とSCC破損歪との関係を示す
図である。 第６図はCSR値と内圧クリープ歪との関係、第７図はCSR
値と内圧破裂応力との関係、第８図はCSR値と耐力との
関係、および第９図はCSR値と歪との関係をそれぞれ示
す図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭59−131196（ＪＰ，Ａ) 特開 昭63−24193（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−179860（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−229092（ＪＰ，Ａ) 実開 昭55−99094（ＪＰ，Ｕ)
Claims (3)
- 【請求項１】稠密六方晶からなるジルコニウム基合金製
原子燃料被覆管の内面において、該被覆管の半径方向の
座標軸に対して約60゜〜90゜の範囲に中心軸（Ｃ）軸を
有する稠密六方晶の割合が、10％以下である、ジルコニ
ウム基合金製原子燃料被覆管。 - 【請求項２】稠密六方晶からなるジルコニウム基合金製
原子燃料被覆管において、該被覆管の内面から深さ約50
μｍの層において、下記式で算出されるfr値が0.65以上
である、特許請求の範囲第１項に記載のジルコニウム基
合金製原子燃料被覆管。 式中、Ｉ（φ、α）:X線回折強度 φ：第１−ｂ図に示す投影球における緯度方向角（ラジ
アン） α：同経度方向角（ラジアン） - 【請求項３】下記式で算出される被覆管の収縮歪比CSR
値が、1.7以上かつ2.4以下である、特許請求の範囲第１
項または第２項記載のジルコニウム基合金製原子燃料被
覆管。 式中εｃ、εｒは管軸方向での常温引張試験時に於ける
円周方向と半径方向の歪。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63150155A JP2521328B2 (ja) | 1988-06-20 | 1988-06-20 | ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63150155A JP2521328B2 (ja) | 1988-06-20 | 1988-06-20 | ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH022975A JPH022975A (ja) | 1990-01-08 |
| JP2521328B2 true JP2521328B2 (ja) | 1996-08-07 |
Family
ID=15490706
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63150155A Expired - Lifetime JP2521328B2 (ja) | 1988-06-20 | 1988-06-20 | ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2521328B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2657135B2 (ja) * | 1991-07-26 | 1997-09-24 | 日東紡績株式会社 | 炭素繊維チョップトストランドおよび同製造用紡糸塗布液 |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59131196A (ja) * | 1983-01-18 | 1984-07-27 | 原子燃料工業株式会社 | 原子炉燃料要素の被覆管とその製造法 |
| JPH08961B2 (ja) * | 1985-01-08 | 1996-01-10 | 住友金属工業株式会社 | 加圧水型原子炉用Ｚｒ基合金製核燃料被覆管の製造方法 |
| JPH0830746B2 (ja) * | 1986-03-18 | 1996-03-27 | 三菱マテリアル株式会社 | 耐応力腐食割れ性の良好な原子燃料用Ｚｒ合金製被覆管の製造法 |
-
1988
- 1988-06-20 JP JP63150155A patent/JP2521328B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH022975A (ja) | 1990-01-08 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| Sabol et al. | Development of a cladding alloy for high burnup | |
| US4372817A (en) | Nuclear fuel element | |
| US4045288A (en) | Nuclear fuel element | |
| US3925151A (en) | Nuclear fuel element | |
| US20090032178A1 (en) | Multi-layered ceramic tube for fuel containment barrier and other applications in nuclear and fossil power plants | |
| US4406012A (en) | Nuclear fuel elements having a composite cladding | |
| EP0196286A1 (en) | Method of manufacturing tubes of zirconium alloys with improved corrosion resistance for thermal nuclear reactors | |
| CA1198231A (en) | Zirconium alloy barrier having improved corrosion resistance | |
| JPH07301687A (ja) | 被覆管 | |
| JP2521328B2 (ja) | ジルコニウム基合金製原子燃料被覆管 | |
| JPS63284490A (ja) | 加圧水型原子炉用燃料要素 | |
| Chung et al. | Deformation and rupture behavior of Zircaloy cladding under simulated loss-of-coolant accident conditions | |
| JP2588156B2 (ja) | ジルコニウム合金製被覆管とその製法 | |
| GB1569078A (en) | Nuclear fuel element | |
| Langford | Metallurgical Properties of Cold-Worked Zircaloy 2 Pressure Tubes Irradiated Under CANDU-PHW Power Reactor Conditions | |
| JP2522627B2 (ja) | 燃料被覆管 | |
| JPS63179286A (ja) | 核燃料用被覆管 | |
| JPS60256084A (ja) | 複合型ジルコニウム合金被覆管 | |
| JPS60183584A (ja) | 核燃料要素 | |
| Langford et al. | Metallurgical properties of heat-treated Zr-2.5 wt% Nb pressure tubes irradiated under power reactor conditions | |
| JP2633531B2 (ja) | 核燃料複合被覆管 | |
| JPS6238388A (ja) | 原子燃料用複合被覆管 | |
| JPS63179285A (ja) | 核燃料棒 | |
| JPS6050155A (ja) | 核燃料被覆管の製造方法 | |
| JPH0449919B2 (ja) |