JP2575644B2 - スズおよび第3の合金元素を含有するジルコニウムーニオブ合金からなる物品の製造方法 - Google Patents
スズおよび第3の合金元素を含有するジルコニウムーニオブ合金からなる物品の製造方法Info
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Description
【発明の詳細な説明】 発明の背景 本発明は、ジルコニウムに加えて、0.5〜2.0重量%の
ニオブと、1.5重量%までのスズと、0.25重量%までの
少量の第3の元素、例えば鉄、クロム、モリブデン、バ
ナジウム、銅、ニッケルおよび(または)タングステン
を含むジルコニウム合金から中間製品または最終製品と
しての物品の製法に関する。本発明に従って製造される
製品は、高温蒸気環境内における耐食性を付与する特殊
なミクロ構造を有する。
ニオブと、1.5重量%までのスズと、0.25重量%までの
少量の第3の元素、例えば鉄、クロム、モリブデン、バ
ナジウム、銅、ニッケルおよび(または)タングステン
を含むジルコニウム合金から中間製品または最終製品と
しての物品の製法に関する。本発明に従って製造される
製品は、高温蒸気環境内における耐食性を付与する特殊
なミクロ構造を有する。
加圧水型原子炉および沸騰水型原子炉のような原子炉
の開発においては、燃料設計の面で、クラッド(被
覆)、格子、案内管等のような全ての炉心要素に対し相
当に厳しい要件が課せられる。このような要素は、通
常、ジルコニウムを基材とする合金、例えばジルカロイ
−2およびジルカロイ−4から製造されている。このよ
うな要素に課せられる厳しい要件として、長い所要の滞
留時間および薄肉の構造部材であることが挙げられる。
これら2つの要件は、潜在的な腐蝕および(または)水
素化という問題を惹起する。このような厳しくなった要
件から、改善された耐食性および耐水素化性ならびに慣
用のジルカロイで代表されるような製造の容易性および
機械的性質を有する合金の開発が促進されている。この
ような種類の材料として、例えば、1重量%のニオブ、
1重量%のスズおよび0.1重量%の鉄を含むジルカロイ
合金のようなジルコニウム、ニオブ、スズおよび第3元
素を含むジルカロイ合金がある。このような合金の使用
を妨害する唯一の技術的制限は、これら合金が、通常β
処理範囲(850℃−950℃)における高温から、急冷し、
次いで約500℃ないし600℃で、8ないし24時間のような
長期間に亘り時効硬化した後にのみ最適な耐食性および
耐水素化性を示すという点にある。しかしながら、この
種の処理は、任意の所要の炉心要素に容易に適用するこ
とはできず、従ってこのような合金の有用性は著しく制
限されている。
の開発においては、燃料設計の面で、クラッド(被
覆)、格子、案内管等のような全ての炉心要素に対し相
当に厳しい要件が課せられる。このような要素は、通
常、ジルコニウムを基材とする合金、例えばジルカロイ
−2およびジルカロイ−4から製造されている。このよ
うな要素に課せられる厳しい要件として、長い所要の滞
留時間および薄肉の構造部材であることが挙げられる。
これら2つの要件は、潜在的な腐蝕および(または)水
素化という問題を惹起する。このような厳しくなった要
件から、改善された耐食性および耐水素化性ならびに慣
用のジルカロイで代表されるような製造の容易性および
機械的性質を有する合金の開発が促進されている。この
ような種類の材料として、例えば、1重量%のニオブ、
1重量%のスズおよび0.1重量%の鉄を含むジルカロイ
合金のようなジルコニウム、ニオブ、スズおよび第3元
素を含むジルカロイ合金がある。このような合金の使用
を妨害する唯一の技術的制限は、これら合金が、通常β
処理範囲(850℃−950℃)における高温から、急冷し、
次いで約500℃ないし600℃で、8ないし24時間のような
長期間に亘り時効硬化した後にのみ最適な耐食性および
耐水素化性を示すという点にある。しかしながら、この
種の処理は、任意の所要の炉心要素に容易に適用するこ
とはできず、従ってこのような合金の有用性は著しく制
限されている。
発明の概要 本発明によれば、0.5〜2.0重量%のニオブと、1.5重
量%までのスズと、0.25重量%までの第3合金元素、例
えば、鉄を含むジルコニウム−ニオブ合金から、高温度
の水性環境に対し卓越した耐食性ならびに耐水素化性を
有する中間または最終製品が形成される。
量%までのスズと、0.25重量%までの第3合金元素、例
えば、鉄を含むジルコニウム−ニオブ合金から、高温度
の水性環境に対し卓越した耐食性ならびに耐水素化性を
有する中間または最終製品が形成される。
合金はβ急冷され、次いで、通常の焼きなまし温度お
よび製造工程における温度よりも低い温度で処理され
る。例えば、管類の形成においては、β急冷された合金
は650℃またはそれより低い温度で押出し加工されて、
それに続く冷間加工工程間で、製品は650℃またはそれ
より低い温度で冷間加工焼きなましを受ける。得られた
製品は、650℃より低い温度、好ましくは約500℃で最終
焼きなましを受ける。斯くして得られた合金製品は、地
全体に亘って均質に分散された800Åより小さい微細な
析出物を含むミクロ構造を有する。
よび製造工程における温度よりも低い温度で処理され
る。例えば、管類の形成においては、β急冷された合金
は650℃またはそれより低い温度で押出し加工されて、
それに続く冷間加工工程間で、製品は650℃またはそれ
より低い温度で冷間加工焼きなましを受ける。得られた
製品は、650℃より低い温度、好ましくは約500℃で最終
焼きなましを受ける。斯くして得られた合金製品は、地
全体に亘って均質に分散された800Åより小さい微細な
析出物を含むミクロ構造を有する。
本発明の上に述べた特徴および他の特徴は、添付図面
を参照しての以下の説明から一層明確になろう。
を参照しての以下の説明から一層明確になろう。
好適な実施例の説明 少量の第3合金元素を含有するジルコニウム−ニオブ
−スズ合金からの中間および最終製品の製造は、本発明
によれば、卓越した耐食性および耐水素化性を有する製
品が製造されるように行われる。
−スズ合金からの中間および最終製品の製造は、本発明
によれば、卓越した耐食性および耐水素化性を有する製
品が製造されるように行われる。
本発明の方法の対象である合金は0.5〜2.0重量%のニ
オビウム、1.5重量%までのスズと、0.25重量%までの
第3合金元素、例えば、鉄、クロム、モリブデン、バナ
ジウム、銅、ニッケルおよび(または)タングステンの
ような第3合金元素を含むジルコニウム合金である。ス
ズおよび第3合金元素は、上に掲げた重量%までの量で
存在するが、最少量は、製造される製品もしくは物品に
所望の耐食性を付与するのに適切な量に選ぶことができ
る。特に有用な合金は、1重量%のニオブ、1重量%の
スズおよび0.1重量%の鉄を含有するジルコニウム合金
であることが判った。
オビウム、1.5重量%までのスズと、0.25重量%までの
第3合金元素、例えば、鉄、クロム、モリブデン、バナ
ジウム、銅、ニッケルおよび(または)タングステンの
ような第3合金元素を含むジルコニウム合金である。ス
ズおよび第3合金元素は、上に掲げた重量%までの量で
存在するが、最少量は、製造される製品もしくは物品に
所望の耐食性を付与するのに適切な量に選ぶことができ
る。特に有用な合金は、1重量%のニオブ、1重量%の
スズおよび0.1重量%の鉄を含有するジルコニウム合金
であることが判った。
本発明によれば、合金元素がジルコニウム全体に亘り
微細に分割された状態で均質に分散されているジルコニ
ウム合金の製品もしくは物品が得られる。均質に分散さ
れた粒子は、800オングストローム(Å)より小さい平
均粒径を有し、さらに好ましくは、粒径は約500Åより
小さいことが望ましい。
微細に分割された状態で均質に分散されているジルコニ
ウム合金の製品もしくは物品が得られる。均質に分散さ
れた粒子は、800オングストローム(Å)より小さい平
均粒径を有し、さらに好ましくは、粒径は約500Åより
小さいことが望ましい。
本発明による合金は最初に、該合金を約950℃〜1000
℃にまで加熱することによりβ処理を加えられ、次いで
該合金は、(α+β)→α転移温度より低い温度で水に
より急冷される。以下に述べる管の形成においては、ビ
レットは次いで、該ビレットの中心線に沿い軸方向の孔
を穿孔され、ビレットの表面に潤滑材を塗布することに
より押出し加工を受ける状態にされる。次いで、截頭円
錐形のダイおよび心金により、約700℃よりも低い慣用
の温度より低い温度、通常500〜650℃での押出し加工に
より減径する。次いで、押出し成形された管のβ焼きな
ましを、合金に依存して、約850℃ないし1050℃にまで
加熱することにより行い、それに続いて急冷する。これ
らの処理により、合金元素がジルコニウム全体に亙り微
細に分割された状態で均質に分散される。次いで、ビレ
ットを、一次製造場所でピルガー圧延により、常温で冷
間加工して、壁厚および外径を減少する。この中間製造
段階はTREX(管減径押出し成形)と称されるものであ
り、管は次いで、本発明による製造工程に従い、冷間加
工、中間低温焼きなましおよび最終焼きなましにより最
終製品である管を製造するための管圧延機に送ることが
できる。
℃にまで加熱することによりβ処理を加えられ、次いで
該合金は、(α+β)→α転移温度より低い温度で水に
より急冷される。以下に述べる管の形成においては、ビ
レットは次いで、該ビレットの中心線に沿い軸方向の孔
を穿孔され、ビレットの表面に潤滑材を塗布することに
より押出し加工を受ける状態にされる。次いで、截頭円
錐形のダイおよび心金により、約700℃よりも低い慣用
の温度より低い温度、通常500〜650℃での押出し加工に
より減径する。次いで、押出し成形された管のβ焼きな
ましを、合金に依存して、約850℃ないし1050℃にまで
加熱することにより行い、それに続いて急冷する。これ
らの処理により、合金元素がジルコニウム全体に亙り微
細に分割された状態で均質に分散される。次いで、ビレ
ットを、一次製造場所でピルガー圧延により、常温で冷
間加工して、壁厚および外径を減少する。この中間製造
段階はTREX(管減径押出し成形)と称されるものであ
り、管は次いで、本発明による製造工程に従い、冷間加
工、中間低温焼きなましおよび最終焼きなましにより最
終製品である管を製造するための管圧延機に送ることが
できる。
本発明の方法に従い、1重量%のニオブ、1重量%の
スズおよび0.1重量%の鉄と残りの重量%のジルコニウ
ムを含むジルコニウム合金から、第1図に略示したプロ
セスフローチャートに示すように、薄肉の管状(被覆
材)を製造した。表IVに掲げた組成のジルコニウム合金
インゴットを、慣用の処理により荒延べして、約30cm
(12インチ)直径のビレットから15cm(約6インチ)の
ビレットをβ鍛造により形成した(工程1)。インゴッ
トを炉内で、15分の期間に亘り約968ないし996℃(1775
ないし1825゜F)に保持し、次いで水で急冷することに
より15cm(6インチ)のビレットをβ処理した(工程
2)。この時点で、β処理したビレットを機械加工し、
穿孔し、押出し加工が可能であるか否かに関して検査し
た。次いで中空のジルコニウム合金のビレットを約649
℃(1200゜F)に加熱して押出し成形(工程3)して、
6.3cm(2.5インチ)の外径と1.1cm(0.43インチ)の肉
厚を有する中空の管を形成した。
スズおよび0.1重量%の鉄と残りの重量%のジルコニウ
ムを含むジルコニウム合金から、第1図に略示したプロ
セスフローチャートに示すように、薄肉の管状(被覆
材)を製造した。表IVに掲げた組成のジルコニウム合金
インゴットを、慣用の処理により荒延べして、約30cm
(12インチ)直径のビレットから15cm(約6インチ)の
ビレットをβ鍛造により形成した(工程1)。インゴッ
トを炉内で、15分の期間に亘り約968ないし996℃(1775
ないし1825゜F)に保持し、次いで水で急冷することに
より15cm(6インチ)のビレットをβ処理した(工程
2)。この時点で、β処理したビレットを機械加工し、
穿孔し、押出し加工が可能であるか否かに関して検査し
た。次いで中空のジルコニウム合金のビレットを約649
℃(1200゜F)に加熱して押出し成形(工程3)して、
6.3cm(2.5インチ)の外径と1.1cm(0.43インチ)の肉
厚を有する中空の管を形成した。
押出し成形した中空の管を第1の冷間加工段階のため
の準備として、15分間、954℃(1750゜F)でβ焼きなま
しした(工程4)。
の準備として、15分間、954℃(1750゜F)でβ焼きなま
しした(工程4)。
次に工程5でβ焼きなましした押出し成形管を、4.45
cm(1.75インチ)の外径と0.76cm(0.3インチ)の肉厚
を有するTREXにピルガー圧延した。次いでTREXを600℃
(1112゜F)で8時間、冷間加工焼きなまし処理した
(工程6)。TREXの冷間加工焼きなましに続いて、冷間
ピルガー圧延を行い(工程7)、3.18cm(1.25インチ)
の外径と0.5cm(0.2インチ)の肉厚を有する管を形成し
た。次いでこの管をさらに8時間約580℃(1076゜F)で
冷間加工焼きなまし処理した(工程8)。焼きなまし処
理した管を再び冷間ピルガー圧延し(工程9)、1.78cm
(0.70インチ)の外径と0.18cm(0.07インチ)の肉厚を
有する管を得た。さらに、この管に対して約580℃(107
6゜F)で8時間冷間加工焼きなましを行った(工程1
0)。この管に対し第3回目のピルガー圧延を行い(工
程11)、1.08cm(0.423インチ)の外径と0.064cm(0.02
5インチ)の肉厚を有する管を製造した。次いで、この
管を、約480℃(896゜F)で7.5時間に亘り最終焼きなま
し処理を施した(工程12)。
cm(1.75インチ)の外径と0.76cm(0.3インチ)の肉厚
を有するTREXにピルガー圧延した。次いでTREXを600℃
(1112゜F)で8時間、冷間加工焼きなまし処理した
(工程6)。TREXの冷間加工焼きなましに続いて、冷間
ピルガー圧延を行い(工程7)、3.18cm(1.25インチ)
の外径と0.5cm(0.2インチ)の肉厚を有する管を形成し
た。次いでこの管をさらに8時間約580℃(1076゜F)で
冷間加工焼きなまし処理した(工程8)。焼きなまし処
理した管を再び冷間ピルガー圧延し(工程9)、1.78cm
(0.70インチ)の外径と0.18cm(0.07インチ)の肉厚を
有する管を得た。さらに、この管に対して約580℃(107
6゜F)で8時間冷間加工焼きなましを行った(工程1
0)。この管に対し第3回目のピルガー圧延を行い(工
程11)、1.08cm(0.423インチ)の外径と0.064cm(0.02
5インチ)の肉厚を有する管を製造した。次いで、この
管を、約480℃(896゜F)で7.5時間に亘り最終焼きなま
し処理を施した(工程12)。
上の製造方法に従って製造した核燃料被覆管につい
て、炉外および炉内性能試験を行ったところ、ジルカロ
イ−4核燃料被覆管よりも遥かに卓越した耐食性および
耐水素化性を有していることが明らかになった。
て、炉外および炉内性能試験を行ったところ、ジルカロ
イ−4核燃料被覆管よりも遥かに卓越した耐食性および
耐水素化性を有していることが明らかになった。
本方法に従って製造した管の応力除去部分を、316℃
(10.6MPa)の水、360℃(18.6MPa)の水および427℃
(10.3MPa)の蒸気で静止オートクレーブ法で腐蝕試験
し、腐蝕速度および水素化データをジルカロイ−4と比
較した。この試験の結果は表I(腐蝕)および表II(水
素化)に掲げてある。
(10.6MPa)の水、360℃(18.6MPa)の水および427℃
(10.3MPa)の蒸気で静止オートクレーブ法で腐蝕試験
し、腐蝕速度および水素化データをジルカロイ−4と比
較した。この試験の結果は表I(腐蝕)および表II(水
素化)に掲げてある。
表I Zr−1.0、Nb−1.0、Sn−0.1、Fe合金被覆管および比較
用ジルカロイ−4燃料被覆管の炉外転移後線腐蝕率 合金 温度(℃) 腐蝕率(mg/dm2/日) Zr−Nb−Sn−Fe 316 0.09 Zr−Nb−Sn−Fe 360 0.33 Zr−Nb−Sn−Fe 427 2.48 ジルカロイ−4 316 0.10 ジルカロイ−4 360 0.57 ジルカロイ−4 427 6.05 上の表を見れば明らかなように、本発明のZr−Nb−Sn
−Fe燃料被覆管は、3つの全ての温度において、ジルカ
ロイ−4よりも低い転移後(post−transition)熱腐蝕
率ならびにジルカロイ−4よりも3ないし4倍低い水素
吸収(水素化率)を示している。
用ジルカロイ−4燃料被覆管の炉外転移後線腐蝕率 合金 温度(℃) 腐蝕率(mg/dm2/日) Zr−Nb−Sn−Fe 316 0.09 Zr−Nb−Sn−Fe 360 0.33 Zr−Nb−Sn−Fe 427 2.48 ジルカロイ−4 316 0.10 ジルカロイ−4 360 0.57 ジルカロイ−4 427 6.05 上の表を見れば明らかなように、本発明のZr−Nb−Sn
−Fe燃料被覆管は、3つの全ての温度において、ジルカ
ロイ−4よりも低い転移後(post−transition)熱腐蝕
率ならびにジルカロイ−4よりも3ないし4倍低い水素
吸収(水素化率)を示している。
本発明に従って製造した被覆管を用いた燃料棒を、ベ
ルギー、モル(Mol)所在のBR−3加圧水型原子炉で照
射した。1サイクル照射後に行った照射後検査(PIE)
から、炉内耐食性能は、炉外試験結果と同様にジルカロ
イ−4よりも優れていることを示した。これら結果の比
較が表IIIに掲げてある。
ルギー、モル(Mol)所在のBR−3加圧水型原子炉で照
射した。1サイクル照射後に行った照射後検査(PIE)
から、炉内耐食性能は、炉外試験結果と同様にジルカロ
イ−4よりも優れていることを示した。これら結果の比
較が表IIIに掲げてある。
本方法によれば、合金のミクロ構造に非常に微細な析
出粒子の均等な分布が実現される。1.0重量%のニオ
ブ、1.0重量%のスズおよび0.1重量%の鉄を含有し480
℃(896゜F)で7.5時間の最終焼きなましで応力除去を
行ったジルカロイ合金のミクロ構造が第2A図、第2B図、
第2C図および第2D図に示してある。第3A図、第3B図、第
3C図および第3D図は、8時間約590℃(1094゜F)で充分
に焼きなましを行った第2図のものと同じ合金からなる
管のミクロ構造を示す。
出粒子の均等な分布が実現される。1.0重量%のニオ
ブ、1.0重量%のスズおよび0.1重量%の鉄を含有し480
℃(896゜F)で7.5時間の最終焼きなましで応力除去を
行ったジルカロイ合金のミクロ構造が第2A図、第2B図、
第2C図および第2D図に示してある。第3A図、第3B図、第
3C図および第3D図は、8時間約590℃(1094゜F)で充分
に焼きなましを行った第2図のものと同じ合金からなる
管のミクロ構造を示す。
1.0重量%のニオブ、1.0重量%のスズ、0.1重量%の
鉄を含み600℃(1112゜F)で8時間充分に焼きなましを
行ったジルカロイ合金から形成した本発明により製造し
た充分に焼きなました管においては、析出物の平均粒径
は、平均直径で330Åであり、密度は4×1014/cm3であ
った。この析出物の大きさは、特に、慣用の仕方でジル
カロイ−4合金における粒子の大きさである平均粒径30
00Åと比較して、比較的微細な分散を表す。
鉄を含み600℃(1112゜F)で8時間充分に焼きなましを
行ったジルカロイ合金から形成した本発明により製造し
た充分に焼きなました管においては、析出物の平均粒径
は、平均直径で330Åであり、密度は4×1014/cm3であ
った。この析出物の大きさは、特に、慣用の仕方でジル
カロイ−4合金における粒子の大きさである平均粒径30
00Åと比較して、比較的微細な分散を表す。
以上本発明の利点を、1重量%のニオブと、1重量%
のスズと、0.1重量%の鉄を含み、燃料被覆として用い
るために0.102cm(約0.04インチ)より薄い肉厚を有す
る薄肉の管の製造に用いられるジルコニウム合金と関連
して説明したが、本発明はまた、前に述べたような他の
合金ならびにシート材もしくは板のような他の物品にも
適用可能であると考えられる。従って本発明は、上述の
ものとは異なった重量%でニオブ、スズおよび鉄を含む
ジルコニウム合金ならびにニオブ、スズおよび他の第3
の合金元素、例えばクロム、モリブデン、バナジウム、
銅、ニッケルおよびタングステンのような他の第3の合
金元素を、鉄の代りに、または鉄に加えて含有している
ジルコニウム合金であって、該第3の合金元素全体が0.
25重量%よりも低い量であるジルコニウム合金にも適用
可能であると考えられる。
のスズと、0.1重量%の鉄を含み、燃料被覆として用い
るために0.102cm(約0.04インチ)より薄い肉厚を有す
る薄肉の管の製造に用いられるジルコニウム合金と関連
して説明したが、本発明はまた、前に述べたような他の
合金ならびにシート材もしくは板のような他の物品にも
適用可能であると考えられる。従って本発明は、上述の
ものとは異なった重量%でニオブ、スズおよび鉄を含む
ジルコニウム合金ならびにニオブ、スズおよび他の第3
の合金元素、例えばクロム、モリブデン、バナジウム、
銅、ニッケルおよびタングステンのような他の第3の合
金元素を、鉄の代りに、または鉄に加えて含有している
ジルコニウム合金であって、該第3の合金元素全体が0.
25重量%よりも低い量であるジルコニウム合金にも適用
可能であると考えられる。
本発明の方法によるシート材または板の形成において
は、圧延温度は約650℃またはそれ以下に低下され、複
数の熱間圧延パスは上記温度よりも低い温度で行われ、
そして最終焼きなましも上記温度よりも低い温度で行わ
れて、それにより、材料全体を通し約800Åより小さい
均質に分散された析出物を含有する物品が得られる。
は、圧延温度は約650℃またはそれ以下に低下され、複
数の熱間圧延パスは上記温度よりも低い温度で行われ、
そして最終焼きなましも上記温度よりも低い温度で行わ
れて、それにより、材料全体を通し約800Åより小さい
均質に分散された析出物を含有する物品が得られる。
第1図は、本発明の処理プロセスを表すフローチャート
を示す図、第2A図、第2B図、第2C図および第2D図は、本
発明の方法に従って製造されて応力除去された管で観察
した代表的な析出物分布および大きさを示す透過型電子
顕微鏡写真を示す図、そして第3A図、第3B図、第3C図お
よび第3D図は、本発明の方法に従って製造されて充分に
焼きなましを行った管で観察された代表的な析出物分布
および大きさを示す透過型電子顕微鏡写真を示す図であ
る。
を示す図、第2A図、第2B図、第2C図および第2D図は、本
発明の方法に従って製造されて応力除去された管で観察
した代表的な析出物分布および大きさを示す透過型電子
顕微鏡写真を示す図、そして第3A図、第3B図、第3C図お
よび第3D図は、本発明の方法に従って製造されて充分に
焼きなましを行った管で観察された代表的な析出物分布
および大きさを示す透過型電子顕微鏡写真を示す図であ
る。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 サミユエル・ギルバート・マクドナル ド,ザ・サード アメリカ合衆国,ペンシルベニア州,モ ンロービル,フオツクスボロー・ドライ ブ 1339 (56)参考文献 特開 昭59−226158(JP,A) 特開 昭58−22364(JP,A) 特開 昭58−25467(JP,A) 特公 昭54−7494(JP,B2)
Claims (2)
- 【請求項1】0.5〜2.0重量%のニオブと、1.5重量%ま
でのスズと、鉄、クロム、モリブデン、バナジウム、
銅、ニッケルおよびタングステンからなる群から選択さ
れた0.25重量%までの第3の合金元素を含むジルコニウ
ム合金から物品を形成する方法において、 前記合金のビレットをβ相生成温度範囲に加熱して、急
冷するβ処理をし、 前記β処理されたビレットを最初に650℃より低い温度
で変形し、次いで前記β処理されたビレットを650℃よ
り低い温度で冷間加工工程で変形し、 前記材料を500ないし650℃間の温度で前記冷間加工工程
間で焼きなまし処理し、そして 最後に前記材料を650℃より低い温度で焼きなまし処理
する工程からなる、析出物が800オングストロームより
小さい平均粒径を有するジルコニウム合金からなる物品
を形成する方法。 - 【請求項2】0.5〜2.0重量%のニオブと、1.5重量%ま
でのスズと、鉄、クロム、モリブデン、バナジウム、
銅、ニッケルおよびタングステンからなる群から選択さ
れた0.25重量%までの第3の合金元素を含むジルコニウ
ム合金から物品を形成する方法において、 前記合金のビレットをβ相生成温度範囲に加熱して、急
冷するβ処理をし、 前記β処理されたビレットを最初に650℃より低い温度
で変形し、850〜1050℃の範囲の温度で加熱後急冷する
β焼きなましをし、 次いで前記β焼きなましされたビレットを650℃より低
い温度で冷間加工工程で変形し、 前記材料を500ないし650℃間の温度で前記冷間加工工程
間で焼きなまし処理し、そして 最後に前記材料を650℃より低い温度で焼きなまし処理
する工程からなる、析出物が800オングストロームより
小さい平均粒径を有するジルコニウム合金からなる物品
を形成する方法。
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