JP2731414B2

JP2731414B2 - 均質腐食及びノジュラー腐食に対して耐食性の管、バー、シート又はストリップ、及びその製造方法

Info

Publication number: JP2731414B2
Application number: JP1050951A
Authority: JP
Inventors: ダニエル・シヤルケ
Original assignee: YUUROPEENU DO JIRUKONIUMU SEJUSU CO
Current assignee: YUUROPEENU DO JIRUKONIUMU SEJUSU CO
Priority date: 1987-12-07
Filing date: 1989-03-02
Publication date: 1998-03-25
Anticipated expiration: 2013-03-25
Also published as: FR2624136A1; US4981527A; FR2624136B1; JPH02247346A

Description

【発明の詳細な説明】本発明は、加圧水型原子炉即ちPWR及び沸騰水型原子
炉即ちBWRのいずれにおいても特に高い耐食性を有する
ジルコニウム合金から形成される管、バー、シート又は
スペーサ用ストリップ、及びその製造方法に係る。管な
る用語はブランクから完成品としての管（例えば被覆
管）に至るまであらゆる管状製品を意味するものと理解
されたい。

仏国特許第2165270号（1973）は、0.25〜1.50重量％
のFe及び0.1〜0.6重量％のＶ、好ましくは0.4〜0.9重量
％のFe及び0.15〜0.5重量％のＶを含有するZr−Fe−Ｖ
合金について記載している。該文献によると、これらの
合金は300℃の加圧水中で数年間耐えることができ、よ
り短期間ではあるが500℃の水−蒸気混合物及び過熱蒸
気中でも使用することができる。

このような合金は現状では使用されておらず、本出願
人の知見によると、Fe＋Ｖの含有量が約0.8％を越える
ような合金は被覆管、構造管、バー又はシートに加工す
るには常温変形能が不十分であった。

本出願人は、PWR及びBWR型の既存のいずれの原子炉に
おいても非常に良好な耐食性を有する工業用合金を開発
するべく鋭意研究した。

実際の運転条件を表すと見なされる参考腐食試験は以
下の通りである。

PWR:10.3MPaの圧力下の水蒸気中で400℃で14日間の試
験、即ち均質腐食（uniform corrosion）条件に対応す
る試験であり、実際の運転条件では、典型的には15〜16
MPa及び325℃の加圧水中でジャケットの温度は340〜350
℃になる。

BWR:10.3MPaの水蒸気中で500℃で24時間の試験、即ちノ
ジュラー腐食（nodular corrosion）条件に対応する試
験であり、この試験では重量増加が約100mg/dm²を越え
るとノジュールが現れる。実際の運転条件では、典型的
には7MPaの加圧下で285〜290℃の水及び加圧蒸気の混合
物中でジャケットの温度は305℃になる。

後者の試験では、約50mg/dm²の重量増加が良好である
と見なされ、前者の試験（均質腐食）では一般にジルカ
ロイ−４対照が使用される。

PWR及びBWR型原子炉の炉心のジャケット及び構造部材
の有効寿命を延ばし、可能であるならば、該原子炉の実
際の運転条件下でこの寿命を倍増することが目下要請さ
れている。出願人が取り組んだ問題は、この要請に応え
ると共に、２種類の型の原子炉に低温で容易に加工可能
な単一の合金を使用できないかという要請に応えること
である。

本発明はまず第１に、同時に均質腐食及びノジュラー
腐食に対して特に高い耐食性を有しており、0.1〜0.35
重量％のFe、0.07〜0.4重量％のＶ、0.05〜0.3重量％の
Ｏ、0.25重量％以下のSn、0.25重量％以下のNb、残部の
Zr及び不可避的不純物の組成を有する製品（管、バー、
シート又はストリップ）に係る。沸騰水型原子炉で使用
されるボックス用シート又はチャネル管は典型的には1.
2〜3mmの厚さを有しており、燃料エレメントのスペーサ
の製造に使用されるストリップは典型的には0.4〜0.8mm
の厚さを有している。

上記のFe及びＶの組成範囲は文献FR2165270の組成範
囲と部分的に一致し、該文献によるとFeの含有量は合金
の常温変形能を改良するために0.35％より大であり、Fe
＋Ｖは最大で0.75％である。Sn及びNb含有量は両者の組
み合わせとして限定されており、実施される腐食試験の
結果に従って問題を解決するのに重要である。酸素含有
量は硬度及び耐クリープ性の改良に関与する。酸素含有
量は0.15％を越えるようにすると有用であり、この値は
ジルカロイ−２又は４の場合にしばしば特定される最大
値であるが、この酸素含有量は耐食性に影響しない。

このように規定される合金は、例えば被覆管又はチャ
ネル管用シートの製造に非常に適しており、同一の冶金
状態で均質腐食及びノジュラー腐食に対して同時に非常
に高い耐食性を有しており、これらの耐食性は冷間硬化
状態（cold−hardened state）からアニーリングによる
再結晶状態まで経過する間にほとんど又は全く変わらな
いことが確認された。これに対して、均質腐食（400℃
の腐食試験）に対して良好な耐食性を得るようにジルカ
ロイ−４の製造範囲を選択するならば、ノジュラー腐食
（500℃の試験）に対する耐性が不良となり、ノジュラ
ー腐食に対して良好な耐食性を得るように選択するなら
ば、均質腐食に対する耐食性が不良になる。

顕微鏡観察により、驚くべき結果の一部を解明するこ
とができる。

Feを単独で添加するとZr₃Fe型の沈澱が生じ、この沈
澱は比較的迅速に凝結（２〜３μｍの直径の凝結沈澱）
し、従って合金は弾性限界及び常温成形に望ましくない
比較的大きい粒子で凝固するので、Feを単独で添加する
と不利である。

Ｖを単独で添加するとZrV₂型の沈澱が生じ、耐食性が
不良になる。

Ｖ＋Feの添加は、ZrV₂中のＶの一部をFeに置換する効
果があり、典型的には0.5μｍ以下の微細な沈澱である
（ZrV_XFe_2-X）型の組成の沈澱が生じ、このような沈澱
の結果、より微細な粒子の合金が得られる。これらの粒
子の微細度、及び沈澱の性質や形態は、確認される耐食
性の改良に影響があると思われる。

Zr₃Feの沈澱は避けるべきであり、従って、好ましく
はＶ及びFeはV/Feが1/2より大となるように選択すべき
である。

このように、本発明の製品では添加成分Fe及びＶの含
有量が低いにも拘わらず顕著な耐食性が得られる。好ま
しくは、Fe及びＶの含有量の範囲は別々に又は同時に次
のように限定される。

Fe＝0.12〜0.24％であり、Feの含有量が0.12％よりも
低いと、ノジュラー腐食に対して並の耐食性しか得られ
ず、含有量が0.24％を越えると、Ｖを加えても常温変形
能は所期の製造に不十分である。他方、Fe含有量を0.24
％に限定すると、原子炉を離れる燃料エレメントのジャ
ケット及びスペーシング用格子の危険な脆化を避けるこ
とができる。

特に合金が冷間硬化されるか又は単に使用状態（被覆
管及びスペーサ）に戻される場合、均質腐食（400℃の
試験）に対して良好な耐食性を得るためにはFeの最小含
有量を0.16％にする。

上記限定と同時に又はこれとは別にＶ＝0.13〜0.3％
とするが、Ｖ含有量が0.1％より以下であるとノジュラ
ー腐食に対する耐食性が不十分になると同時に、長期均
質腐食に対する耐食性も多少不良になる（第２表の試験
02〜04）ので、この点では最小値を0.13％にすることが
好ましい。試験03、04及び10から明らかなように、少な
くともSnが約0.25％のレベルで存在するとき、Ｖ含有量
が0.2％よりも増加すると長期均質腐食に対する耐食性
がや不利になるので、Ｖの最大含有量は0.3％とする。
従って、上記のSn及びNb含有量の制限は、一般的（0.4
％）又は好適範囲（0.3％）のＶの最大含有量に重要な
関係がある。

Ｖ＝0.13〜0.3％でFe＝0.1〜0.35％のとき、V/Feは好
ましくは1/2よりも大とすべきである。

Sn及びNbは夫々0.25％のレベルでは均質腐食（400℃
の試験）に対する耐食性に望ましくない効果があり、こ
の含有量のNbはノジュラー腐食に対する耐食性にも不利
である。これらの効果は原子炉における実際の使用期間
（腐食試験の実施時間）には許容可能である。寿命を延
ばすためには、好適条件即ちSn＜0.15％及びNb＜0.15％
の一方及び／又は他方を考慮してこれらのSn及びNb含有
量を減少することが重要である。尚、本発明におけるSn
及び／又はNb含有量の規定は、０重量％を含む。

所望の硬度及び耐クリープ性に従って、合金の酸素含
有量を0.07〜0.15％（ジルカロイ−２又は４の通常の製
造要件に対応）に制限することも必要であり得る。

最後に、本発明の管、バー、シート又はストリップか
ら得られるスペーシング用格子は、均質腐食及びノジュ
ラー腐食の両方に対して耐食性であり、これは上述のよ
うにジルカロイ−２及び４の挙動に比較すると驚くべき
違いであり、しかもこの耐食性は冶金状態の如何を問わ
ず、燃料棒を被覆する被覆管は典型的には最終冷間圧延
後に再結晶せずに復元され、スペーシング用格子は典型
的には冷間硬化され、案内管及びボックスのシート又は
「チャネル管」は従来通り再結晶を伴うアニール状態で
ある。

本発明は更に、PWR及びBWR原子炉の運転条件（400℃
及び500℃の腐食試験により表される条件）の各々で非
常に良好な耐食性をもたらす製造方法に係る。この方法
によると、ａ）0.12〜0.24重量％のFe、0.13〜0.3重量％のＶ、0.0
5〜0.3重量％のＯ、0.25重量％以下のSn、0.25重量％以
下のNb、残部のZr及び不可避的不純物の組成を有するイ
ンゴットを製造する段階と、ｂ）該インゴットを熱間荒延べ（hot roughing）する段
階と、ｃ）得られたブランクをβ温度の範囲で加熱後、急冷す
ることにより熱調質（tempering）する段階と、ｄ）こうして熱調質したブランクを場合によってα範囲
で熱間変形する段階と、ｅ）変形したブランクを場合によってα範囲でアニール
する段階と、ｆ）次に、少なくとも管又はシートの場合、１又は複数
のα範囲のアニール工程を挟みながら連続冷間硬化（co
ld hardening）する段階と、ｇ）好ましくは製品の冶金経歴の影響から解放され、容
易に再現可能な状態を得るために、600〜700℃の温度の
α範囲で最終的にアニールする。

インゴットの製造にあたっては、製品について上述し
た好適組成条件を別々又はランダムに組み合わせて適用
する。

本発明の利点を以下に述べる。

PWR型原子炉の実際の条件でジルカロイ−４から構成
される同様の製品よりも著しく良好な耐食性を有する被
覆又は構造製品が得られ、使用期間は現状通りか又は著
しく増加する。

ジルカロイ−２及び４の場合と異なり、同一の製品工
程から得られる同一の製品を使用しながら、この良好な
PWR耐食性と同時にBWRの条件下でも良好な耐食性が得ら
れ、使用期間も増加する。

本発明の製品の冶金状態（冷間硬化又はアニールした
もの）は、上記条件の耐食性にほとんど又は全く影響が
ない。

従って、製品は使用条件（温度、圧力、水又は蒸気）
の変化に対して例外的な許容能力を有する。

特にFe、Ｖ、Fe＋Ｖ含有量の制限により、良好な常温
変形能が得られる。

腐食中に原子炉への水素の吸収が制限されるので、燃
料エレメントが原子炉を離れた後に脆化するのを阻止す
ることができる。

本発明の被覆製品は典型的には２又は３層を有する複
合被覆管の外部被覆としても使用され得る。本発明は更
に、好ましくは酸素含有量が800〜2000ppmのジルカロイ
−２又は４から成る少なくとも１つのコア及び本発明の
Zr−Fe−Ｖ合金から成る外部被覆を有する複合管に係
る。

ジルカロイ−２又は４から成るコアは有利には、特に
Snの最大値が50ppm、Feの最大値が1500ppmのASTM−B351
標準グレード60001に従う組成を有する原子炉用の非合
金ジルコニウムで内側を被覆され得る。この内部被覆の
Fe含有量は、本願出願人名義のFR−Ａ−2579122＝DE−
Ａ−3609074＝GB−Ａ−2172737から周知のように好まし
くは250ppmより大、好ましくは250〜1000ppmの範囲であ
り、このFe含有量の条件はβ範囲から非合金Zrのブラン
クを水焼入れした後、α範囲で熱鍛及び熱処理する工程
に結び付けられ、こうして最終的に非常に微細で損傷の
ない粒子を有する非合金Zrの内部被覆が得られる。得ら
れる複合管の外部及び内部被覆は、被覆の密閉及び機械
的特徴の間に良好な妥協が得られるように、好ましくは
いずれの場合も全厚の５〜15％の範囲であり、被覆管の
厚さは典型的には約0.6又は0.7mmである。

Triplex管と呼称される３層複合管の製造方法は、好
適条件で少なくとも次の段階を有する。

ａ）本発明のZr−Fe−Ｖ合金から成る外部被覆、ジルカ
イロから成るコア及び鉄含有量が好ましくは250〜1000p
pmの非合金Zrから成る内部被覆を形成するための３つの
管状ブランクの各々を熱間加工及び機械加工により作成
し、各ブランク間の間隙が0.2〜0.5mmとなるように配置
する。被覆用ブランクの熱間加工は、荒延べ後、窄孔し
たビレットをα範囲で押出又はα範囲で逆引き抜きする
段階を含んでおり、前者の方法は非合金Zrのブランクに
好適であり、後者の方法は直径の大きいZr−Fe−Ｖのブ
ランクに好適である。

ｂ）相互間に直径0.2〜0.5mmの間隙を設けて典型的には
３つのブランクを電子ボンバードにより組み合わせる。
真空にすると、３つの間隙はビレット間のスペースを十
分に脱ガスすることができ、従って溶接による局所汚染
を阻止し、層間に結合欠陥が生じないようにできること
が判明した。他のアセンブリ型、例えば機械的アセンブ
リを使用することも可能である。

ｃ）β範囲から各ブランクを別々に焼入れ（temperin
g）せずに、こうして結合された複合ブランクを存在す
る３つのブランクに共通のβ温度範囲、好ましくは920
〜1050℃で予熱後に、水焼入れ（water tempering）す
ると、更に有利である。

ｄ）複合管状ブランクをα範囲で押出す。

ｅ）次にブランクを冷間圧延し、中間的（即ち場合によ
って押出工程と最初の冷間圧延工程との間、又は複数の
冷間圧延工程の間）又は場合によっては最終的にα範囲
で熱処理する。最終アニーリングは通常のアニーリング
であるが、本発明の合金は冶金状態にほとんど存在しな
い耐食性レベルを有するので、より良好な機械的特徴を
有する複合ジャケットを得るためには最終的に部分的ア
ニーリングを採用するほうが多くの場合は有利である。

実施例及び試験１第１図及び第２図は、夫々Sn含有量及びNb含有量を変
化させた場合、400℃の腐食試験の実施時間の関数とし
てサンプルの重量増加の変化を示している。

第１表は、500℃で24時間及び400℃で14〜127日間の
２種類の腐食試験を実施したシートの組成を示す。試験
結果は第２表及び第４表に示し、第３表に対応する試験
結果を第１図、第４表（Zr−Fe0.22−V0.22に基づくNb
の効果）の一部に対応する試験結果を第２図に示す。第
２表〜第４表及び第１図及び第２図は、PWR型原子炉で
現在使用されている合金であるジルカロイ−４から成る
工業用シートの対照サンプルの結果も示している。

試験サンプル01〜13は、アルゴン雰囲気下でアークで
融解した30gの単位重量のボタンを出発材料とし、1050
℃で予熱してから水焼入れし、700℃で４〜5mmの厚さに
圧延し、670〜380℃で90分間再結晶アニールし、厚さ3m
mに冷間圧延し、670〜680℃で再びアニールし、厚さ2mm
に冷間圧延し、670〜380℃で90分間最終アニールするこ
とにより作成した2mmの厚さのシートを30×20mmに切断
したシートである。

次にサンプルを切断し、窒素フッ素（nitrofluoric）
浴中で表面を酸洗いした後、オートクレーブ中で腐食試
験を実施した。

ジルカロイ−４のサンプルは、β範囲（1050℃）から
焼入れする前に冷鍛し、「冷間圧延／アニーリング」サ
イクルを使用した以外は、同様に作成した工業用シート
から得た。

第２表に示した結果から次のように結論することがで
きる。

Sn＝0.22〜0.25％（サンプル01〜01）の場合、Ｖの含
有量が0.04〜0.14％になるとノジュラー腐食に対する耐
食性は著しく改良されるが、長期間（84〜127日間）の
均質腐食に対する耐食性は非常に僅かではあるが低下す
るように思われる。

合金中にSnが存在せず（サンプル10）、Ｖ＝0.23％及
びFe＝0.21％の場合、試験の継続時間に関係なく均質腐
食に対する耐食性は従来の合金に比較して改良される。

Sn及びNb含有量が比較的高く（サンプル08及び09）Ｖ
を配合しない場合、Fe＝0.13％からノジュラー腐食に対
する耐食性の改良が現れる。

合金03、04及び10の３種はいずれもノジュラー腐食に
対する耐食性及び均質腐食に対する耐食性のどちらもZy
−４より優れており、ノジュラー腐食に対する耐食性は
非常に良好であり３種とも同程度であり、均質腐食に対
する耐食性は時間によって異なり、合金10が最良であ
る。

Fe＝0.21〜0.24％及びＶ＝0.22〜0.24％のレベルのSn
の含有量の影響は第３表及び第１図に明示され、第１図
は均質腐食試験（400℃）の場合の結果を示している。S
nは含有量が0.25％を越えると均質腐食に対する耐食性
に不利な不純物とみなされ、0.47％を越えるとノジュラ
ー腐食に対する耐食性に不利な不純物とみなされる。第
３表及び第１図から明らかなように、Snによる劣化は40
0℃で56時間腐食後に著しく増加し、従って、Sn含有量
は原子炉で長期間使用するには0.25％以下、好ましくは
0.15％、更に好ましくは0.10％以下に厳密に制限すべき
である。

上記の場合と同一のZr−Fe−Ｖ型の合金中のNbの影響
は、第４表（サンプル10、12及び13）及び第２図に明示
される。Nbが0.22％の合金12の結果はSnが0.25％の合金
の結果に匹敵し、Nb含有量が0.49％の合金13では特に長
期間使用する場合に均質ノジュラー腐食の劣化が非常に
顕著であり、この場合、合金はジルカロイ−４よりも劣
っている。

参考のためにＶを添加せずに0.22％のFe及び0.23％の
Snのマトリックス（サンプル05〜07）に対するNbの影響
を試験した。ノジュラー腐食に対する耐食性はNb含有量
が増加するとやや改良されたが、均質腐食に対する耐食
性はバナジウム合金12及び13の場合と同様に劣化した。
これらの結果は、Nbの影響が0.1〜0.2％のレベルのＶと
同様であることを示している。Nb含有量はSn含有量と同
様に0.25％以下に限定する必要があるが、これは全使用
時間に適用される含有量であり、実際にはNb含有量は0.
15％以下に維持することが好ましい。

試験２本試験は、再結晶状態よりも耐食性に好ましくない冷
間硬化状態の場合における本発明のZr−Fe−Ｖ合金のFe
含有量の影響を調べた。上記試験に記載した方法に従っ
てアーク融解したボタンから厚さ2mmのシートを作成
し、更に品質を確認するために厚さ1.9mmまで酸洗い
し、1mmに冷間圧延し、酸洗いし、切断後、再び酸洗い
して30×20×0.7mmの試験片を得た。

Sn及びNb含有量は夫々50ppm以下とした。第５表及び
第６表は、夫々Ｖ＝約0.2％及びFe＝0.06〜0.2％、Fe＝
0.2％及びＶ＝0.07〜0.4％とし、加圧蒸気中で400℃で2
0日間試験後の重量増加（mg/dm²）を示す。

第５表の結果から明らかなように、特に冷鍛状態の場
合、Fe含有量は少なくとも約0.16％の最小値に維持しな
ければならない。この値を越えると、重量増加は結果全
体から明らかなように小さい値に維持されるが、鉄含有
量が増えると変形抵抗が大きいのみならず、後述するよ
うに「バーンアップ」後の脆化の危険が生じるという欠
点がある。

いずれの場合も腐食後に光沢性白色の酸化物が得られ
た。第６表の結果から明らかなように、本発明によると
Feが0.16％を越えるとＶ含有量に関係なく加工水中で良
好な耐食性が維持される。

試験３ 500℃で24時間の腐食試験後に数個のサンプルの水素
吸収率を試験した。

水素吸収率（％で表す）は、腐食試験前後のサンプル
の分析から得られる水素吸収量と、Zrの酸化反応： Zr＋H₂O→ZrO＋H₂ により放出される水素（その合計量はサンプルの重量増
加から導かれる）との比である。次の結果が得られた。

本発明のZr−Fe−Ｖ合金中のFeを0.35％、好ましくは
0.24％以下に維持することにより、原子炉を離れた後の
脆化の危険が減少し、これは安全性の点で非常に重要で
ある。

【図面の簡単な説明】

第１図及び第２図は夫々Sn含有量及びNb含有量を変化さ
せた場合に400℃の腐食試験の継続時間の関数としてサ
ンプルの重量増加の変化を示すグラフである。

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】0.1〜0.24重量％のFe、0.07〜0.4重量％の
Ｖ、0.05〜0.3重量％のＯ、0.25重量％以下のSn、0.25
重量％以下のNb、残部のZr及び不可避的不純物の組成を
有する、均質腐食及びノジュラー腐食に対して同時に耐
食性の管、バー、シート又はストリップ。
【請求項２】V/Feが1/2より大きいことを特徴とする請
求項１に記載の管、バー、シート又はストリップ。
【請求項３】Feが0.12〜0.24％であることを特徴とする
請求項１に記載の管、バー、シート又はストリップ。
【請求項４】Feが0.16〜0.24％であることを特徴とする
請求項１に記載の管、バー、シート又はストリップ。
【請求項５】Ｖが0.13〜0.3％であり、且つV/Feが1/2よ
りも大きいことを特徴とする請求項１に記載の管、バ
ー、シート又はストリップ。
【請求項６】Ｖが0.13〜0.3％であることを特徴とする
請求項３又は４に記載の管、バー、シート又はストリッ
プ。
【請求項７】Sn及びNbの含有量が夫々0.15％以下である
ことを特徴とする請求項１から６のいずれかに記載の
管、バー、シート又はストリップ。
【請求項８】Ｏが0.07〜0.15％であることを特徴とする
請求項１から４のいずれかに記載の管、バー、シート又
はストリップ。
【請求項９】ａ）0.12〜0.24重量％のFe、0.13〜0.3重
量％のＶ、0.05〜0.3重量％のＯ、0.25重量％以下のS
n、0.25重量％以下のNb、残部のZr及び不可避的不純物
の組成を有するインゴットを製造する段階と、ｂ）該インゴットを熱間荒延べする段階と、ｃ）得られた熱ブランクを、β温度の範囲で加熱後、急
冷することにより熱調質する段階と、ｄ）こうして熱調質したブランクをα範囲で熱間変形す
る段階と、ｅ）変形したブランクをα範囲でアニールする段階と、ｆ）次に少なくとも管又はシートの場合、１又は複数の
α範囲のアニーリング工程を間に挟みながら連続冷間硬
化する段階とを含む、管、バー、シート又はストリップ
の製造方法。
【請求項１０】段階ｆ）の最終冷間硬化後、600〜700℃
に選択された温度でアニールすることを特徴とする請求
項９に記載の方法。
【請求項１１】0.16〜0.24％のFeを含有するインゴット
を製造することを特徴とする請求項９に記載の方法。
【請求項１２】インゴットのSn及びNb含有量を夫々多く
とも0.15％に制限することを特徴とする請求項９又は11
に記載の方法。
【請求項１３】ジルカロイ−２又はジルカロイ−４から
成る少なくとも１つのコアを有する複合管であって、0.
12〜0.24重量％のFe、0.13〜0.3重量％のＶ、0.05〜0.3
重量％のＯ、0.25重量％以下のSn、0.25重量％以下のN
b、残部のZr及び不可避的不純物の組成の合金から成る
外部被覆を備えていることを特徴とする前記複合管。
【請求項１４】外部被覆が0.16〜0.24％のFe、夫々0.15
％以下のSn及びNbを含有していることを特徴とする請求
項13に記載の複合管。
【請求項１５】更に、250〜1000ppmのFe含有量の原子炉
用非合金ジルコニウムから成る内部被覆を備えているこ
とを特徴とする請求項13又は14に記載の複合管。
【請求項１６】外側被覆及び内部被覆の厚さが夫々全厚
の５〜15％の範囲であることを特徴とする請求項15に記
載の複合管。
【請求項１７】ａ）相互間に0.2〜0.5mmの間隙が得られ
るように、熱間加工及び機械加工により夫々外部被覆、
コア及び内部被覆を形成するための３つの管状ブランク
の各々を作成する段階と、ｂ）コア用のブランクが外部被覆及び内部被覆用のブラ
ンクの間に間隙を設けて配置されるように、３つの管状
ブランクを同軸状に組み立て、こうして３層の複合ブラ
ンクを得る段階と、ｃ）こうして920〜1050℃で形成された複合管状ブラン
クを予熱し、水焼入れする段階と、ｄ）こうして焼入れされた管状ブランクをα範囲で押し
出す段階と、ｅ）こうして得られた押出管状ブランクを冷間圧延し、
α範囲で中間的、場合によっては最終的に熱処理する段
階とを少なくとも含むことを特徴とする請求項15又は16に記
載の複合管の製造方法。
【請求項１８】請求項９に記載の段階ａ）、ｂ）、ｃ）
及びｆ）より成ることを特徴とする管、バー、シート又
はストリップの製造方法。
【請求項１９】請求項９に記載の段階ａ）、ｂ）、
ｃ）、ｄ）及びｆ）より成ることを特徴とする管、バ
ー、シート又はストリップの製造方法。
【請求項２０】請求項９に記載の段階ａ）、ｂ）、
ｃ）、ｅ）及びｆ）より成ることを特徴とする管、バ
ー、シート又はストリップの製造方法。