JPH0248613B2 - - Google Patents
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- JPH0248613B2 JPH0248613B2 JP61145465A JP14546586A JPH0248613B2 JP H0248613 B2 JPH0248613 B2 JP H0248613B2 JP 61145465 A JP61145465 A JP 61145465A JP 14546586 A JP14546586 A JP 14546586A JP H0248613 B2 JPH0248613 B2 JP H0248613B2
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Classifications
-
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- 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
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Description
<産業上の利用分野>
この発明は、優れた高温強度を有する高強度フ
エライト鋼に関するものである。この発明の高強
度フエライト鋼は、原子炉、特に高速増殖炉の炉
心で使用される炉心構成要素(例えば燃料集合
体、制御棒、反射体等)や機器構造物(例えば冷
却系配管、機器容器等)などに好ましく利用でき
る。 <従来の技術> 上記したごとき原子炉、特に高速増殖炉の炉心
構成要素や機器構造物などの用途に用いられる鋼
には、高温強度、液体ナトリウム及び高温水
に対する耐食性、加工性、溶接性、長期の高
温安定性などさまざまな特性が要求される。特に
炉心構成要素においては、高線量の高速中性子雰
囲気に対する耐久性(例えば耐スエリング性や耐
照射脆化特性)が要求される。 一般にこのような用途には従来からSUS 316、
SUS 304ステンレス鋼などのオーステナイト・
ステンレス鋼が多用されている。しかしオーステ
ナイト・ステンレス鋼は熱伝導が悪く、熱膨張係
数も大きいため、緊急時等原子炉に急激な温度変
化が生ずると構造物に過大な熱応力を生じさせる
欠点がある。一方、フエライト鋼は熱伝導率が良
く、熱膨張係数が小さいことから熱応力を低減で
き、構造部材として適している。 また炉心部については、経済性向上の観点か
ら、燃料の長寿命化を達成するためには、3〜5
年炉内に滞在し、高速中性子照射量で3〜4×
1023n/cm2の条件まで使用可能な材料が必要であ
るが、従来のオーステナイト・ステンレス鋼で
は、特に高速中性子雰囲気に対する耐久性につい
て限界があると予想されている。これに対して、
フエライト系耐熱鋼は、高温重照射環境下で従来
のオーステナイト・ステンレス鋼に比較して、中
性子に対する耐久性が遥かに優れていることが広
く知られており、例えば特公昭57−36341号や特
開昭59−140352号においては、高温強度改善を目
指した高クロムフエライト鋼を提案している。 <発明が解決しようとする問題点> しかし、従来開発されてきたフエライト鋼は一
般に高温強度が低く、前述したような高温強度改
善を目指したフエライト鋼においても650℃×
104hrクリープ破断強さは高々8Kgf/mm2程度し
かない。従つて、特に高速炉材料として必要とさ
れる650〜700℃における高温、長時間のクリープ
破断強さを備えたフエライト鋼としては、必ずし
も満足すべきものではなく、より一層の高温強度
の改善が望まれているのが現状である。 <問題点を解決するための手段> すなわちこの発明の原子炉用高強度フエライト
鋼は、重量%でC 0.05〜0.15%、Si0.20%以下、
Cr8〜15%、Mn0.1〜1.5%、Mo0.02〜0.49%、
W1.0〜2.98%(ただしMoとWとの合計量はMo
+1/2W=1.15〜1.55%)、V0.05〜0.40%、
Nb0.01〜0.20%、N0.01〜0.15%、残部がFeおよ
び付随的不純物よりなり、δ−フエライト相を含
む焼戻しマルテンサイト組織または焼戻しマルテ
ンサイト単相組織であることを特徴とするもので
ある。 以下この発明のフエライト鋼の化学成分および
その限定理由について各成分別に述べる。 Cは、原子炉材料に必要な高温強度、溶接性、
加工性などを考慮して、0.05〜0.15%とする。
0.05%より少ないと溶接性がよくても高温強度が
十分でないし、0.15%より多量に添加すると高温
強度がよくても溶接性、加工性が悪くなる。さら
に高温長時間の加熱において析出物の凝集粗大化
を促進し、クリープ破断強さを低下させる。理論
的にはCの最適添加量(重量%)は、Vおよび
Nbの添加量(重量%)との関係から一般に次式
により求められる。 V/51+Nb/93=C−0.030/12 Siは、溶解時の脱酸剤として必要な元素である
が、原子炉材料の使用中の靭性低下を防止するた
め0.20%以下、好ましくは0.10%以下の少量に抑
える。極低Si化によつて、クリープ破断強さを損
うことなく、靭性を左右するδ−フエライト相を
適度に抑制することができる。また極低Si化によ
つて製品の表面性状を良好にし、偏析を少なくす
ることもできる。溶解時(真空)の脱酸は、Mn
およびCの併用により解決できる。 Crは、8〜15%とすることにより高温でのク
リープ破断強さを高めることができる。8%より
少ないと高温(600〜700℃)でのナトリウム中脱
炭抵抗性および耐食性が悪くなる。一方、15%よ
り多いと多量のδ−フエライト相を生成し、靭性
を劣化させる。δ−フエライト相を10%程度含有
する焼戻しマルテンサイト相として靭性を損うこ
となく高強度を得るためには、Crを約11%含有
させることが最適である。 Mnは、溶解過程の脱酸・脱硫剤として必要な
元素であるとともに、この発明の鋼のオーステナ
イト相の範囲を拡げるのに必要な元素であつて、
0.1〜1.5%の範囲とする。0.1%より少ないとその
効果が十分でなく、1.5%を超えると高温のクリ
ープ破断強さを低下させる傾向がある。またこの
Mnは、熱間加工性の改善にも有効である。 Moは合金中に固溶し、高温強度を向上させる
重要な元素であり、0.02%以上添加する必要があ
る。これまでMoの効果については、高温強度改
善を目指した高クロムフエライト鋼を提案してい
る特公昭57−36341号において0.5〜3.0%、特開
昭59−140352号において0.8〜1.5%とされ、高温
強度改善に対しては0.5%未満では十分な効果が
得られないとされている。しかしながら本発明者
等は、Moの大部分をWで置換し、MoとWの複
合添加を利用した場合には、0.5%未満のMo量
で、650〜700℃における高温、長時間のクリープ
破断強さが、この種のフエライト鋼では類をみな
い高レベルに改善できることを見出した。こうし
たことからこの発明ではMo量の上限を0.49%に
抑える。 Wは、Moと同様にこの系の耐熱鋼のクリープ
破断強さを左右する最も重要な元素であり、1.0
〜2.98%の範囲で添加することにより優れたクリ
ープ破断強さが得られる。1.0%未満ではその添
加効果が顕著でなく、また2.98%を超えると靭性
が低下する。 また、MoとWとの添加量の合計は、Mo当量
(Mo+1/2W)が1.15〜1.55%の範囲となるよう
にする。上述したMoとWの各添加量範囲および
Mo当量の範囲によつて規定される領域は、添付
図面のグラフに示す斜線領域となる。グラフの斜
線を外れた量を添加する場合には、高温強度の改
善効果は期待できない。 VおよびNbは、微量添加で高温強度を著しく
変化させる。特に高速増殖炉材料としては、高温
約700℃、最大10万時間まで優れた高温強度を発
揮させる必要があるため、Vは0.05〜0.40%、Nb
は0.01〜0.20%とする。Vの0.05%未満またはNb
の0.01%未満では十分な高温強度が認められな
い。また、Vの0.4%またはNbの0.2%を超えた場
合にも高温強度が低下する。なお、Cを0.05%添
加した場合にVを0.25%を超えて添加すると、固
溶CがすべてV4C3として消費されるためV4C3し
か析出しなくなる。従つて多種類の炭化物を使用
期間中徐々に析出させて高温強度を高めるために
は、0.05%CのときV量を0.25%以下とすべきで
あり、0.15〜0.20%V付近が最適である。一方、
NbCは高温でも固溶しにくい。従つて、1050℃
焼ならしですべてのNbCがマトリツクスに固溶
するためには、0.05%CではNbを0.03〜0.05%、
0.1%CではNbを0.02〜0.03%程度とすべきであ
るが、1050℃の焼ならしですべてのNbCCが固溶
すれば結晶粒径が粗大化し靭性を低下させる。そ
のため、0.05〜0.1%Cおよび0.15〜0.20%Vの場
合には、NbCが少量焼なまし状態で残る0.04〜
0.06%のNb添加が最適である。 Nはフエライト相の生成を抑制するとともに炭
窒化物を析出し、クリープ破断強さを向上させる
のに必要な元素である。従来からNの効果につい
ては、前述の特公昭57−36341号において0.050%
以下、特開昭59−140352号において0.005〜0.030
%と規定しているとおり、必ずしも高温強度改善
に有効ではなかつた。しかしながら本発明者等
は、C含有量を低く抑えNの増加を図ることによ
り、高温で長時間安定で強度に寄与するVNを析
出させ、靭性や溶接性を損なうことなく600℃以
上の高温、長時間のクリープ破断強さを改善でき
ることを見出した。そのためこの発明ではNを
0.01〜0.15%の範囲で添加している。0.01%未満
では高温強度の向上は望めず、また0.15%を超え
る場合には靭性を低下させる。最適値は0.05%付
近である。 このようにして組成が決定されたこの発明の高
強度フエライト鋼は、1000〜1100℃の温度範囲で
焼ならし、次いで700〜800℃の温度範囲で焼戻す
ことを行ない、最終的にδ−フエライト相を含む
焼戻しマルテンサイト組織又は焼戻しマルテンサ
イト単相組織になる。 <実施例> 以下にこの発明を実施例および比較例を挙げて
説明する。 第1表〜第6表に示した化学組成の合金試料を
高周波真空炉で溶解、鍜造、圧延により棒材と
し、その後焼きならし、焼戻しを行なつた。 かくして得られた各試験素材から試験片を作製
し、高温クリープ破断強さをJIS Z 2272(1978
年)の試験方法に基づき、また室温衝撃値をJIS
Z 2242(1980年)の試験方法に基づきそれぞれ
測定するとともに、溶接性、加工性、ナトリウム
中脱炭抵抗性、δ−フエライト含有量等を調べ
た。結果を各表に併せて示す。 第1表はCの添加量を変えて試験した結果であ
り、Cが0.05〜0.15%の範囲からはずれると、高
温強度の低下(0.05%C未満)、溶接性および加
工性の劣化(0.15%C超)が生ずることがわか
る。 第2表はSiの添加量を変えて試験した結果であ
り、この場合の焼戻し温度は800℃とした。なお
比較例5〜9ではWをMoにて代表させてMoを
略一定量としてあるが、かような比較例によりSi
の効果を判定できる。Siにより特に高温長時間使
用後の靭性劣化の傾向はSi量0.18〜0.26%以下で
著しい。それ故この発明ではSiの上限を0.2%に
設定している。 第3表はCrの添加量を変えた試験結果である。
なお比較例10〜14ではWをMoにて代表させて
Moを略一定量としてあるが、かような比較例に
よりCrの効果を測定できる。第3表からわかる
ようにCrが7.1〜9.2%の間でナトリウム中脱炭抵
抗性が悪くなつており、それ故、この発明では中
間値である8%をCrの下限としている。 第4表はMoの添加量を変えた試験結果であ
る。なおWは基本的にMoと置換できるため、比
較例15〜19のようにMo単独でも基本的な効果を
判定することができる。第4表からわかるように
Mo量が0.49%を超えるとδ−フエライト含有量
が10%を上回るため、この発明においてはMoを
0.49%以下に設定している。 第5表はWの添加量を変えた試験結果を示し、
この発明におけるWの添加量範囲では高温クリー
プ破断強さが十分高いことがわかる。 第6表はVとNbの添加量を変えた試験結果で
ある。なお比較例22〜31ではWをMoにて代表さ
せてMoを略一定量としてあるが、かような比較
例によりVとNbの添加効果を判定できる。第6
表からわかるように、600℃では0.10V−0.05Nb、
650℃では0.18V−0.05Nbにおいて最強のV−Nb
の組合せが得られる。
エライト鋼に関するものである。この発明の高強
度フエライト鋼は、原子炉、特に高速増殖炉の炉
心で使用される炉心構成要素(例えば燃料集合
体、制御棒、反射体等)や機器構造物(例えば冷
却系配管、機器容器等)などに好ましく利用でき
る。 <従来の技術> 上記したごとき原子炉、特に高速増殖炉の炉心
構成要素や機器構造物などの用途に用いられる鋼
には、高温強度、液体ナトリウム及び高温水
に対する耐食性、加工性、溶接性、長期の高
温安定性などさまざまな特性が要求される。特に
炉心構成要素においては、高線量の高速中性子雰
囲気に対する耐久性(例えば耐スエリング性や耐
照射脆化特性)が要求される。 一般にこのような用途には従来からSUS 316、
SUS 304ステンレス鋼などのオーステナイト・
ステンレス鋼が多用されている。しかしオーステ
ナイト・ステンレス鋼は熱伝導が悪く、熱膨張係
数も大きいため、緊急時等原子炉に急激な温度変
化が生ずると構造物に過大な熱応力を生じさせる
欠点がある。一方、フエライト鋼は熱伝導率が良
く、熱膨張係数が小さいことから熱応力を低減で
き、構造部材として適している。 また炉心部については、経済性向上の観点か
ら、燃料の長寿命化を達成するためには、3〜5
年炉内に滞在し、高速中性子照射量で3〜4×
1023n/cm2の条件まで使用可能な材料が必要であ
るが、従来のオーステナイト・ステンレス鋼で
は、特に高速中性子雰囲気に対する耐久性につい
て限界があると予想されている。これに対して、
フエライト系耐熱鋼は、高温重照射環境下で従来
のオーステナイト・ステンレス鋼に比較して、中
性子に対する耐久性が遥かに優れていることが広
く知られており、例えば特公昭57−36341号や特
開昭59−140352号においては、高温強度改善を目
指した高クロムフエライト鋼を提案している。 <発明が解決しようとする問題点> しかし、従来開発されてきたフエライト鋼は一
般に高温強度が低く、前述したような高温強度改
善を目指したフエライト鋼においても650℃×
104hrクリープ破断強さは高々8Kgf/mm2程度し
かない。従つて、特に高速炉材料として必要とさ
れる650〜700℃における高温、長時間のクリープ
破断強さを備えたフエライト鋼としては、必ずし
も満足すべきものではなく、より一層の高温強度
の改善が望まれているのが現状である。 <問題点を解決するための手段> すなわちこの発明の原子炉用高強度フエライト
鋼は、重量%でC 0.05〜0.15%、Si0.20%以下、
Cr8〜15%、Mn0.1〜1.5%、Mo0.02〜0.49%、
W1.0〜2.98%(ただしMoとWとの合計量はMo
+1/2W=1.15〜1.55%)、V0.05〜0.40%、
Nb0.01〜0.20%、N0.01〜0.15%、残部がFeおよ
び付随的不純物よりなり、δ−フエライト相を含
む焼戻しマルテンサイト組織または焼戻しマルテ
ンサイト単相組織であることを特徴とするもので
ある。 以下この発明のフエライト鋼の化学成分および
その限定理由について各成分別に述べる。 Cは、原子炉材料に必要な高温強度、溶接性、
加工性などを考慮して、0.05〜0.15%とする。
0.05%より少ないと溶接性がよくても高温強度が
十分でないし、0.15%より多量に添加すると高温
強度がよくても溶接性、加工性が悪くなる。さら
に高温長時間の加熱において析出物の凝集粗大化
を促進し、クリープ破断強さを低下させる。理論
的にはCの最適添加量(重量%)は、Vおよび
Nbの添加量(重量%)との関係から一般に次式
により求められる。 V/51+Nb/93=C−0.030/12 Siは、溶解時の脱酸剤として必要な元素である
が、原子炉材料の使用中の靭性低下を防止するた
め0.20%以下、好ましくは0.10%以下の少量に抑
える。極低Si化によつて、クリープ破断強さを損
うことなく、靭性を左右するδ−フエライト相を
適度に抑制することができる。また極低Si化によ
つて製品の表面性状を良好にし、偏析を少なくす
ることもできる。溶解時(真空)の脱酸は、Mn
およびCの併用により解決できる。 Crは、8〜15%とすることにより高温でのク
リープ破断強さを高めることができる。8%より
少ないと高温(600〜700℃)でのナトリウム中脱
炭抵抗性および耐食性が悪くなる。一方、15%よ
り多いと多量のδ−フエライト相を生成し、靭性
を劣化させる。δ−フエライト相を10%程度含有
する焼戻しマルテンサイト相として靭性を損うこ
となく高強度を得るためには、Crを約11%含有
させることが最適である。 Mnは、溶解過程の脱酸・脱硫剤として必要な
元素であるとともに、この発明の鋼のオーステナ
イト相の範囲を拡げるのに必要な元素であつて、
0.1〜1.5%の範囲とする。0.1%より少ないとその
効果が十分でなく、1.5%を超えると高温のクリ
ープ破断強さを低下させる傾向がある。またこの
Mnは、熱間加工性の改善にも有効である。 Moは合金中に固溶し、高温強度を向上させる
重要な元素であり、0.02%以上添加する必要があ
る。これまでMoの効果については、高温強度改
善を目指した高クロムフエライト鋼を提案してい
る特公昭57−36341号において0.5〜3.0%、特開
昭59−140352号において0.8〜1.5%とされ、高温
強度改善に対しては0.5%未満では十分な効果が
得られないとされている。しかしながら本発明者
等は、Moの大部分をWで置換し、MoとWの複
合添加を利用した場合には、0.5%未満のMo量
で、650〜700℃における高温、長時間のクリープ
破断強さが、この種のフエライト鋼では類をみな
い高レベルに改善できることを見出した。こうし
たことからこの発明ではMo量の上限を0.49%に
抑える。 Wは、Moと同様にこの系の耐熱鋼のクリープ
破断強さを左右する最も重要な元素であり、1.0
〜2.98%の範囲で添加することにより優れたクリ
ープ破断強さが得られる。1.0%未満ではその添
加効果が顕著でなく、また2.98%を超えると靭性
が低下する。 また、MoとWとの添加量の合計は、Mo当量
(Mo+1/2W)が1.15〜1.55%の範囲となるよう
にする。上述したMoとWの各添加量範囲および
Mo当量の範囲によつて規定される領域は、添付
図面のグラフに示す斜線領域となる。グラフの斜
線を外れた量を添加する場合には、高温強度の改
善効果は期待できない。 VおよびNbは、微量添加で高温強度を著しく
変化させる。特に高速増殖炉材料としては、高温
約700℃、最大10万時間まで優れた高温強度を発
揮させる必要があるため、Vは0.05〜0.40%、Nb
は0.01〜0.20%とする。Vの0.05%未満またはNb
の0.01%未満では十分な高温強度が認められな
い。また、Vの0.4%またはNbの0.2%を超えた場
合にも高温強度が低下する。なお、Cを0.05%添
加した場合にVを0.25%を超えて添加すると、固
溶CがすべてV4C3として消費されるためV4C3し
か析出しなくなる。従つて多種類の炭化物を使用
期間中徐々に析出させて高温強度を高めるために
は、0.05%CのときV量を0.25%以下とすべきで
あり、0.15〜0.20%V付近が最適である。一方、
NbCは高温でも固溶しにくい。従つて、1050℃
焼ならしですべてのNbCがマトリツクスに固溶
するためには、0.05%CではNbを0.03〜0.05%、
0.1%CではNbを0.02〜0.03%程度とすべきであ
るが、1050℃の焼ならしですべてのNbCCが固溶
すれば結晶粒径が粗大化し靭性を低下させる。そ
のため、0.05〜0.1%Cおよび0.15〜0.20%Vの場
合には、NbCが少量焼なまし状態で残る0.04〜
0.06%のNb添加が最適である。 Nはフエライト相の生成を抑制するとともに炭
窒化物を析出し、クリープ破断強さを向上させる
のに必要な元素である。従来からNの効果につい
ては、前述の特公昭57−36341号において0.050%
以下、特開昭59−140352号において0.005〜0.030
%と規定しているとおり、必ずしも高温強度改善
に有効ではなかつた。しかしながら本発明者等
は、C含有量を低く抑えNの増加を図ることによ
り、高温で長時間安定で強度に寄与するVNを析
出させ、靭性や溶接性を損なうことなく600℃以
上の高温、長時間のクリープ破断強さを改善でき
ることを見出した。そのためこの発明ではNを
0.01〜0.15%の範囲で添加している。0.01%未満
では高温強度の向上は望めず、また0.15%を超え
る場合には靭性を低下させる。最適値は0.05%付
近である。 このようにして組成が決定されたこの発明の高
強度フエライト鋼は、1000〜1100℃の温度範囲で
焼ならし、次いで700〜800℃の温度範囲で焼戻す
ことを行ない、最終的にδ−フエライト相を含む
焼戻しマルテンサイト組織又は焼戻しマルテンサ
イト単相組織になる。 <実施例> 以下にこの発明を実施例および比較例を挙げて
説明する。 第1表〜第6表に示した化学組成の合金試料を
高周波真空炉で溶解、鍜造、圧延により棒材と
し、その後焼きならし、焼戻しを行なつた。 かくして得られた各試験素材から試験片を作製
し、高温クリープ破断強さをJIS Z 2272(1978
年)の試験方法に基づき、また室温衝撃値をJIS
Z 2242(1980年)の試験方法に基づきそれぞれ
測定するとともに、溶接性、加工性、ナトリウム
中脱炭抵抗性、δ−フエライト含有量等を調べ
た。結果を各表に併せて示す。 第1表はCの添加量を変えて試験した結果であ
り、Cが0.05〜0.15%の範囲からはずれると、高
温強度の低下(0.05%C未満)、溶接性および加
工性の劣化(0.15%C超)が生ずることがわか
る。 第2表はSiの添加量を変えて試験した結果であ
り、この場合の焼戻し温度は800℃とした。なお
比較例5〜9ではWをMoにて代表させてMoを
略一定量としてあるが、かような比較例によりSi
の効果を判定できる。Siにより特に高温長時間使
用後の靭性劣化の傾向はSi量0.18〜0.26%以下で
著しい。それ故この発明ではSiの上限を0.2%に
設定している。 第3表はCrの添加量を変えた試験結果である。
なお比較例10〜14ではWをMoにて代表させて
Moを略一定量としてあるが、かような比較例に
よりCrの効果を測定できる。第3表からわかる
ようにCrが7.1〜9.2%の間でナトリウム中脱炭抵
抗性が悪くなつており、それ故、この発明では中
間値である8%をCrの下限としている。 第4表はMoの添加量を変えた試験結果であ
る。なおWは基本的にMoと置換できるため、比
較例15〜19のようにMo単独でも基本的な効果を
判定することができる。第4表からわかるように
Mo量が0.49%を超えるとδ−フエライト含有量
が10%を上回るため、この発明においてはMoを
0.49%以下に設定している。 第5表はWの添加量を変えた試験結果を示し、
この発明におけるWの添加量範囲では高温クリー
プ破断強さが十分高いことがわかる。 第6表はVとNbの添加量を変えた試験結果で
ある。なお比較例22〜31ではWをMoにて代表さ
せてMoを略一定量としてあるが、かような比較
例によりVとNbの添加効果を判定できる。第6
表からわかるように、600℃では0.10V−0.05Nb、
650℃では0.18V−0.05Nbにおいて最強のV−Nb
の組合せが得られる。
【表】
【表】
【表】
【表】
【表】
【表】
【表】
【表】
<発明の効果>
以上の説明からわかるようにこの発明によれ
ば、特にMoとWの複合添加の条件を比較的狭い
範囲に特定することによつて、650℃×104hrで10
〜14Kgf/mm2という優れたクリープ破断強さを有
する高強度フエライト鋼を提供することができ
る。 この発明のフエライト鋼のかような650℃×
104hrクリープ破断強さは、前述した特公昭57−
36341号や特開昭59−140352号のフエライト鋼が
高々8Kgf/mm2であるのと比較すると、高レベル
の改善なされたといえるものである。すなわち、
例えば650℃×104hrクリープ破断強さが1.5倍高
くなつた場合には、温度に換算すると約40〜80℃
高温まで耐熱性が向上することになる。また、
650℃×104hrクリープ破断強さが14Kgf/mm2と8
Kgf/mm2のフエライト鋼を原子炉の燃料被覆管と
して使用した場合には、被覆管の外径7.5mm、被
覆管内圧100Kg/cm2とすると、前者のフエライト
鋼では被覆管でよいのに対して、後者のフエライ
ト鋼では0.5mmの肉厚が必要となり、約1.7倍もの
肉厚増加となつてしまう。このように高温強度の
高いフエライト鋼を使用することより大幅な物量
削減が可能になり、その結果、運転中の中性子ロ
スの低減や廃棄物の減量を図ることができ、最終
的に原子炉の経済性を向上させることが可能とな
る。
ば、特にMoとWの複合添加の条件を比較的狭い
範囲に特定することによつて、650℃×104hrで10
〜14Kgf/mm2という優れたクリープ破断強さを有
する高強度フエライト鋼を提供することができ
る。 この発明のフエライト鋼のかような650℃×
104hrクリープ破断強さは、前述した特公昭57−
36341号や特開昭59−140352号のフエライト鋼が
高々8Kgf/mm2であるのと比較すると、高レベル
の改善なされたといえるものである。すなわち、
例えば650℃×104hrクリープ破断強さが1.5倍高
くなつた場合には、温度に換算すると約40〜80℃
高温まで耐熱性が向上することになる。また、
650℃×104hrクリープ破断強さが14Kgf/mm2と8
Kgf/mm2のフエライト鋼を原子炉の燃料被覆管と
して使用した場合には、被覆管の外径7.5mm、被
覆管内圧100Kg/cm2とすると、前者のフエライト
鋼では被覆管でよいのに対して、後者のフエライ
ト鋼では0.5mmの肉厚が必要となり、約1.7倍もの
肉厚増加となつてしまう。このように高温強度の
高いフエライト鋼を使用することより大幅な物量
削減が可能になり、その結果、運転中の中性子ロ
スの低減や廃棄物の減量を図ることができ、最終
的に原子炉の経済性を向上させることが可能とな
る。
添付図面は、この発明のフエライト鋼における
MoおよびWの添加量の範囲を示すグラフであ
る。
MoおよびWの添加量の範囲を示すグラフであ
る。
Claims (1)
- 1 重量%でC0.05〜0.15%、Si0.20%以下、Cr8
〜15%、Mn0.1〜1.5%、Mo0.02〜0.49%、W1.0
〜2.98%(ただしMoとWとの合計量はMo+1/2
W=1.15〜1.55%)、V0.05〜0.40%、Nb0.01〜
0.20%、N0.01〜0.15%、残部がFeおよび付随的
不純物よりなり、δ−フエライト相を含む焼戻し
マルテンサイト組織または焼戻しマルテンサイト
単相組織であることを特徴とする原子炉用高強度
フエライト鋼。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP61145465A JPS63434A (ja) | 1986-06-20 | 1986-06-20 | 原子炉用高強度フエライト鋼 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP61145465A JPS63434A (ja) | 1986-06-20 | 1986-06-20 | 原子炉用高強度フエライト鋼 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS63434A JPS63434A (ja) | 1988-01-05 |
JPH0248613B2 true JPH0248613B2 (ja) | 1990-10-25 |
Family
ID=15385867
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP61145465A Granted JPS63434A (ja) | 1986-06-20 | 1986-06-20 | 原子炉用高強度フエライト鋼 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS63434A (ja) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN108779535A (zh) * | 2016-04-11 | 2018-11-09 | 泰拉能源公司 | 高温、耐辐射铁素体-马氏体钢 |
Families Citing this family (5)
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---|---|---|---|---|
JP2639849B2 (ja) * | 1990-02-19 | 1997-08-13 | 新日本製鐵株式会社 | 高窒素フェライト系耐熱鋼の製造方法 |
JP2002146484A (ja) * | 2000-11-10 | 2002-05-22 | Sanyo Special Steel Co Ltd | 高強度フェライト系耐熱鋼 |
KR101054642B1 (ko) | 2008-11-06 | 2011-08-08 | 한국원자력연구원 | 고 강도 페라이트/마르텐사이트 강의 제조방법 |
RU2551432C1 (ru) * | 2013-11-19 | 2015-05-27 | Открытое Акционерное Общество "Акмэ-Инжиниринг" | Оболочка для тепловыделяющего элемента, тепловыделяющий элемент и тепловыделяющая сборка |
RU2545170C1 (ru) * | 2013-12-10 | 2015-03-27 | Открытое Акционерное Общество "Акмэ-Инжиниринг" | Реактор на быстрых нейтронах и блок отражателя нейтронов реактора на быстрых нейтронах |
Citations (6)
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JPS5736341A (en) * | 1980-08-14 | 1982-02-27 | Tokyo Electric Co Ltd | Electronic cash register |
JPS59140352A (ja) * | 1983-01-28 | 1984-08-11 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 靭性の優れた耐熱高クロム鋼 |
JPS60155619A (ja) * | 1984-01-25 | 1985-08-15 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | 靭性に優れた高クロム鋼の製造方法 |
JPS61231139A (ja) * | 1985-04-06 | 1986-10-15 | Nippon Steel Corp | 高強度フエライト系耐熱鋼 |
JPS62170419A (ja) * | 1986-01-22 | 1987-07-27 | Sumitomo Metal Ind Ltd | クリ−プ強度の良好な溶接継手の製造方法 |
JPS62297435A (ja) * | 1986-06-14 | 1987-12-24 | Nippon Steel Corp | 溶接性を改善せる高強度フエライト系ボイラ鋼管用鋼 |
-
1986
- 1986-06-20 JP JP61145465A patent/JPS63434A/ja active Granted
Patent Citations (6)
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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CN108779535A (zh) * | 2016-04-11 | 2018-11-09 | 泰拉能源公司 | 高温、耐辐射铁素体-马氏体钢 |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPS63434A (ja) | 1988-01-05 |
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