JPH0379430B2 - - Google Patents
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- JPH0379430B2 JPH0379430B2 JP57161669A JP16166982A JPH0379430B2 JP H0379430 B2 JPH0379430 B2 JP H0379430B2 JP 57161669 A JP57161669 A JP 57161669A JP 16166982 A JP16166982 A JP 16166982A JP H0379430 B2 JPH0379430 B2 JP H0379430B2
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
- C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
- C22F1/16—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working of other metals or alloys based thereon
- C22F1/18—High-melting or refractory metals or alloys based thereon
- C22F1/186—High-melting or refractory metals or alloys based thereon of zirconium or alloys based thereon
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- Chemical & Material Sciences (AREA)
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- Heat Treatment Of Nonferrous Metals Or Alloys (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔発明の技術分野〕
本発明はジルコニウム合金の耐ノジユラーコロ
ージヨン性を改善した原子炉用炉内構造材に関す
るものである。
ージヨン性を改善した原子炉用炉内構造材に関す
るものである。
一般に軽水炉の炉内構造は、一基の原子炉に数
百本の燃料集合体が装荷されている。この燃料集
合体は第１図に示すように、上部タイプレート１
と、下部タイプレート２との間に、複数本の燃料
棒３が整列して取付けられ、更にこの燃料棒３を
整列支持してその横方向への移動を抑制すると共
に、冷却材の流路を形成する燃料スペーサ４が多
段に配置され、これら全体がチヤンネルボツクス
５に収納されている。
百本の燃料集合体が装荷されている。この燃料集
合体は第１図に示すように、上部タイプレート１
と、下部タイプレート２との間に、複数本の燃料
棒３が整列して取付けられ、更にこの燃料棒３を
整列支持してその横方向への移動を抑制すると共
に、冷却材の流路を形成する燃料スペーサ４が多
段に配置され、これら全体がチヤンネルボツクス
５に収納されている。
前記燃料棒３は、第２図に示すように、被覆管
６の内部に核燃料ペレツトUO2７と、プレナムス
プリング８が収納され、上下開口部に端栓９，９
が取付けられ被覆管６の内部を密閉している。
６の内部に核燃料ペレツトUO2７と、プレナムス
プリング８が収納され、上下開口部に端栓９，９
が取付けられ被覆管６の内部を密閉している。
また燃料棒３を挿着支持する前記燃料スペーサ
４は、第３図に示すように正方形状をなす外枠１
０の内側に、複数本のバー１１と、複数本のデイ
バイダー１２とが夫々水平面で交差して格子状に
配置され、これらの交差点および端部は溶接によ
り固定されている。前記外枠１０の外周および内
周には所定の間隔で複数個の突起１３…が設けら
れていると共に、内周コーナー部には球状突起１
４が設けられている。またバー１１とバー１１の
交差点にはランタンスプリング１５が支持されて
いると共に、このランタンスプリング１５に対向
する２枚のデイバイダー１２の中央部にＳ部スプ
リング１６が取付けられている。このように複数
に区分された小仕切りの中に前記燃料棒３が挿着
され、弾性を有するニツケル合金で形成されたラ
ンタンスプリング１５と、それに対向するＳ字ス
プリング１６、突起１３あるいは球状突起１４に
よつて弾性的に支持されている。
４は、第３図に示すように正方形状をなす外枠１
０の内側に、複数本のバー１１と、複数本のデイ
バイダー１２とが夫々水平面で交差して格子状に
配置され、これらの交差点および端部は溶接によ
り固定されている。前記外枠１０の外周および内
周には所定の間隔で複数個の突起１３…が設けら
れていると共に、内周コーナー部には球状突起１
４が設けられている。またバー１１とバー１１の
交差点にはランタンスプリング１５が支持されて
いると共に、このランタンスプリング１５に対向
する２枚のデイバイダー１２の中央部にＳ部スプ
リング１６が取付けられている。このように複数
に区分された小仕切りの中に前記燃料棒３が挿着
され、弾性を有するニツケル合金で形成されたラ
ンタンスプリング１５と、それに対向するＳ字ス
プリング１６、突起１３あるいは球状突起１４に
よつて弾性的に支持されている。
このような炉内構造において、チヤンネルボツ
クス５、被覆管６、これに取付けた端栓９、およ
び外枠１０、バー１１、デイバイダー１２から構
成された燃料スペーサ４など炉内構造材は、熱中
性子吸収断面積が小さいこと、原子炉内環境に対
する耐食性に優れていること、充分な機械的強度
を有することなどの理由からジルコニウム合金が
用いられている。
クス５、被覆管６、これに取付けた端栓９、およ
び外枠１０、バー１１、デイバイダー１２から構
成された燃料スペーサ４など炉内構造材は、熱中
性子吸収断面積が小さいこと、原子炉内環境に対
する耐食性に優れていること、充分な機械的強度
を有することなどの理由からジルコニウム合金が
用いられている。
しかしながら、ジルコニウム合金で形成された
炉内構造材は、実装運転時にノジユラーコロージ
ヨンと呼ばれる腐食反応による斑点状の白色腐食
生成物を生じる。この白色腐食生成物は、ノジユ
ラーコロージヨンの進展に伴い次第に成長して、
遂には剥離することも考えられる。その結果、炉
心で放射化された白色腐食生成物が炉底に集積し
て炉底付近の放射能が増大する事態を招き、例え
ば定期点検時に人体への悪影響を及ぼす危険性を
生ずる。また白色腐食生成物の剥落による構造材
の肉減りは、機械的強度の低下も招く問題があつ
た。またジルコニウム合金と高温水との接触によ
り発生する水素は、上記ノジユラーコロージヨン
の他に、合金内部に侵入するとジルコニウムの水
素化物が形成され、これが表面と垂直方向に形成
されると連続した水素化物による、いわゆる水素
脆性の危険性もある。
炉内構造材は、実装運転時にノジユラーコロージ
ヨンと呼ばれる腐食反応による斑点状の白色腐食
生成物を生じる。この白色腐食生成物は、ノジユ
ラーコロージヨンの進展に伴い次第に成長して、
遂には剥離することも考えられる。その結果、炉
心で放射化された白色腐食生成物が炉底に集積し
て炉底付近の放射能が増大する事態を招き、例え
ば定期点検時に人体への悪影響を及ぼす危険性を
生ずる。また白色腐食生成物の剥落による構造材
の肉減りは、機械的強度の低下も招く問題があつ
た。またジルコニウム合金と高温水との接触によ
り発生する水素は、上記ノジユラーコロージヨン
の他に、合金内部に侵入するとジルコニウムの水
素化物が形成され、これが表面と垂直方向に形成
されると連続した水素化物による、いわゆる水素
脆性の危険性もある。
このような問題点を解決するため、カリウム、
イツトリウム−カルシウム系をジルコニウム合金
の組成分とした合金（米国特許第3261682号参
照）、あるいは金、銀、白金、ニツケル、クロム
若しくはニオブなど不活性な異種金属層でジルコ
ニウム合金構造材の表面を被覆して、この異種金
属層により水素の侵入を防止するようにしたもの
（特開昭52−5629号参照）などが、従来提案され
ている。
イツトリウム−カルシウム系をジルコニウム合金
の組成分とした合金（米国特許第3261682号参
照）、あるいは金、銀、白金、ニツケル、クロム
若しくはニオブなど不活性な異種金属層でジルコ
ニウム合金構造材の表面を被覆して、この異種金
属層により水素の侵入を防止するようにしたもの
（特開昭52−5629号参照）などが、従来提案され
ている。
しかしながら、これらの方法は技術的に煩雑
で、且つ経済的にも高価であり、特に後者の異種
金属層を共存させる構造は接触腐食などの問題を
新たに生じ満足できる解決手段ではない。
で、且つ経済的にも高価であり、特に後者の異種
金属層を共存させる構造は接触腐食などの問題を
新たに生じ満足できる解決手段ではない。
本発明は、かかる従来のジルコニウム合金の問
題点に鑑みなされたもので、優れた耐ノジユラー
コロージヨン性を有すると共に、水素脆化による
危険を防止した原子炉用炉内構造材を提供するも
のである。
題点に鑑みなされたもので、優れた耐ノジユラー
コロージヨン性を有すると共に、水素脆化による
危険を防止した原子炉用炉内構造材を提供するも
のである。
本発明者等はジルコニウム合金からなる炉内構
造材の耐ノジユラーコロージヨン性を改善するた
め、水蒸気環境下における、構造材表面の腐食状
態を研究したところ、表面の結晶面配向によつ
て、白色腐食生成物の発生状態が異なることを見
い出し、この知見に基づいてなされたものであ
る。
造材の耐ノジユラーコロージヨン性を改善するた
め、水蒸気環境下における、構造材表面の腐食状
態を研究したところ、表面の結晶面配向によつ
て、白色腐食生成物の発生状態が異なることを見
い出し、この知見に基づいてなされたものであ
る。
即ち、本発明はジルコニウム合金で形成された
原子炉用炉内構造材において、少なくとも表面近
傍に位置するジルコニウム六方格子の（0001）面
がその表面に対して垂直に配向する割合を集合組
織のfR値として表わした時、前記fR値を0.66以上
としたことを特徴とするものである。
原子炉用炉内構造材において、少なくとも表面近
傍に位置するジルコニウム六方格子の（0001）面
がその表面に対して垂直に配向する割合を集合組
織のfR値として表わした時、前記fR値を0.66以上
としたことを特徴とするものである。
以下本発明を詳細に説明する。
チヤンネルボツクス、被覆管、これに取付けた
端栓、および外枠、バー、デイバイダーから構成
された燃料スペーサなどの炉内構造材に用いるジ
ルコニウム合金としては、例えば重量比でスズ
1.2〜1.7％、鉄0.07〜0.20％、クロム0.05〜0.15
％、ニツケル0.03〜0.08％、残部ジルコニウムよ
りなるジルカロイ−２と呼称されているもの、ス
ズ1.2〜1.7％、鉄0.18〜0.24％、クロム0.07〜0.13
％、残部ジルコニウムよりなるジルカロイ−４と
呼称されているもの、あるいはジルコニウム−
2.5％ニオブ系、ジルコニウム−１％ニオブ系、
またはオーゼナイトなどのジルコニウム合金に適
用することができる。
端栓、および外枠、バー、デイバイダーから構成
された燃料スペーサなどの炉内構造材に用いるジ
ルコニウム合金としては、例えば重量比でスズ
1.2〜1.7％、鉄0.07〜0.20％、クロム0.05〜0.15
％、ニツケル0.03〜0.08％、残部ジルコニウムよ
りなるジルカロイ−２と呼称されているもの、ス
ズ1.2〜1.7％、鉄0.18〜0.24％、クロム0.07〜0.13
％、残部ジルコニウムよりなるジルカロイ−４と
呼称されているもの、あるいはジルコニウム−
2.5％ニオブ系、ジルコニウム−１％ニオブ系、
またはオーゼナイトなどのジルコニウム合金に適
用することができる。
本発明の構造材は、前記fR値が0.66以上のもの
であるが、fR値が0.66〜0.70のものが経済的でか
つ実用上、望ましい。
であるが、fR値が0.66〜0.70のものが経済的でか
つ実用上、望ましい。
次に本発明構造材の製造方法について簡単に明
する。
する。
本発明においてチヤンネルボツクスや燃料スペ
ーサの構造材として用いられる板材を製造する場
合、インゴツトを熱間加工した素材を、冷間延加
工と焼鈍を繰り返して所定の仕上り厚さまで圧延
して板材を製造する。
ーサの構造材として用いられる板材を製造する場
合、インゴツトを熱間加工した素材を、冷間延加
工と焼鈍を繰り返して所定の仕上り厚さまで圧延
して板材を製造する。
本発明においては、熱間加工後の素材を冷間圧
延加工する工程で、各冷間圧延工程の圧延率の総
計、即ち熱間加工素材の板厚Ｔ、冷間圧延加工仕
上り板厚ｔとして（Ｔ−ｔ）／Ｔ×100％が10％
以上、望ましくは15〜95％圧延する。更にこの冷
間圧延加工後に、行なう焼鈍はジルコニウム合金
の再結晶化温度（約550℃）以上、β相生成温度
（約840℃）未満、望ましくは700〜840℃の範囲で
加熱を行なつた後、空冷することにより、冷間圧
延工程で表面に対してやや傾いた状態で配向して
いたジルコニウム六方格子の（0001）面は、この
焼鈍により垂直に揃つた状態、つまり前記fR値が
0.66以上の状態を得ることができる。従来のジル
コニウム合金を板材に成形する場合の焼鈍工程
は、冷焼圧延加工により加工硬化した板材を単に
軟化させるために行なうもので、再結化温度より
やや高い620℃程度の加熱を短時間行なつていた。
しかしながら、本発明では、この焼鈍を高温度ま
たは長時間、実用的には700℃以上の高温加熱を
１〜５時間程度行なうことによりジルコニウム六
方格子の（0001）面を積極的に規制配向して耐食
性の向上を図つたものである。
延加工する工程で、各冷間圧延工程の圧延率の総
計、即ち熱間加工素材の板厚Ｔ、冷間圧延加工仕
上り板厚ｔとして（Ｔ−ｔ）／Ｔ×100％が10％
以上、望ましくは15〜95％圧延する。更にこの冷
間圧延加工後に、行なう焼鈍はジルコニウム合金
の再結晶化温度（約550℃）以上、β相生成温度
（約840℃）未満、望ましくは700〜840℃の範囲で
加熱を行なつた後、空冷することにより、冷間圧
延工程で表面に対してやや傾いた状態で配向して
いたジルコニウム六方格子の（0001）面は、この
焼鈍により垂直に揃つた状態、つまり前記fR値が
0.66以上の状態を得ることができる。従来のジル
コニウム合金を板材に成形する場合の焼鈍工程
は、冷焼圧延加工により加工硬化した板材を単に
軟化させるために行なうもので、再結化温度より
やや高い620℃程度の加熱を短時間行なつていた。
しかしながら、本発明では、この焼鈍を高温度ま
たは長時間、実用的には700℃以上の高温加熱を
１〜５時間程度行なうことによりジルコニウム六
方格子の（0001）面を積極的に規制配向して耐食
性の向上を図つたものである。
また燃料被覆管や、これに取付ける端栓など、
管材や棒材を構造材とする場合の製造方法は、ジ
ルコニウム合金を圧縮加工して、少なくとも表面
近傍の前記fR値が0.66以上となるように配向させ
るものである。この圧縮加工方法としては、例え
ばシヨツトブラスト、シヨツトピーニング、グリ
ツトブラスト、サンドブラストなどのピーニング
加工の他、エクストル−ジヨンスエージ、ロータ
リースエージなどのスエージング加工、或いはプ
レス加工等の方法が用いられる。この場合、ピー
ニング加工は合金部材の表面にのみ機械的な圧縮
加工を行なうもので、ロツドなどの素材から所定
の形状に切削加工や、スエージング加工を行なつ
て仕上形状とした合金部材の表面にピーニング加
工を行なうことにより表面近傍の前記fR値が0.66
以上となるように配向させることができる。なお
スエージングやプレス加工を軽く行なうことによ
つても、同様に表面近傍の配向状態を揃えること
ができる。また圧縮加工を施した合金部材の表面
には、多少凹凸が残るので、圧縮加工した表面層
が残る程度に軽く切削加工して表面を仕上げると
良い。
管材や棒材を構造材とする場合の製造方法は、ジ
ルコニウム合金を圧縮加工して、少なくとも表面
近傍の前記fR値が0.66以上となるように配向させ
るものである。この圧縮加工方法としては、例え
ばシヨツトブラスト、シヨツトピーニング、グリ
ツトブラスト、サンドブラストなどのピーニング
加工の他、エクストル−ジヨンスエージ、ロータ
リースエージなどのスエージング加工、或いはプ
レス加工等の方法が用いられる。この場合、ピー
ニング加工は合金部材の表面にのみ機械的な圧縮
加工を行なうもので、ロツドなどの素材から所定
の形状に切削加工や、スエージング加工を行なつ
て仕上形状とした合金部材の表面にピーニング加
工を行なうことにより表面近傍の前記fR値が0.66
以上となるように配向させることができる。なお
スエージングやプレス加工を軽く行なうことによ
つても、同様に表面近傍の配向状態を揃えること
ができる。また圧縮加工を施した合金部材の表面
には、多少凹凸が残るので、圧縮加工した表面層
が残る程度に軽く切削加工して表面を仕上げると
良い。
また合金素材全体を強く圧縮加工して、内部ま
でジルコニウム六方格子の（0001）面を揃えても
良く、例えば合金ロツドをスエージングにより強
く圧縮加工した後、この合金ロツドを所定の部材
形状に切削加工する方法でも良い。
でジルコニウム六方格子の（0001）面を揃えても
良く、例えば合金ロツドをスエージングにより強
く圧縮加工した後、この合金ロツドを所定の部材
形状に切削加工する方法でも良い。
また本発明は圧縮加工だけでなく、冷間圧延加
工と複合して行なつても良く、また押出し加工や
引抜き加工の様に圧縮と圧延が同時に進向し、
（0001）面を所定の方向に配向させる方法でも良
い。また圧縮加工の後に、前記と同様に焼鈍工程
を付加した方法でも良いが、端栓など耐摩耗性を
必要とする場合には、焼鈍を行なわず、圧縮加工
のまま表面硬度を高く保持しても良い。
工と複合して行なつても良く、また押出し加工や
引抜き加工の様に圧縮と圧延が同時に進向し、
（0001）面を所定の方向に配向させる方法でも良
い。また圧縮加工の後に、前記と同様に焼鈍工程
を付加した方法でも良いが、端栓など耐摩耗性を
必要とする場合には、焼鈍を行なわず、圧縮加工
のまま表面硬度を高く保持しても良い。
このようにして得られる本発明の炉内構造材
は、少なくとも表面近傍に位置するジルコニウム
六方格子の（0001）面がその表面に対して垂直に
配向する割合を集合組織のfR値として表わした
時、前記fR値を0.66以上としているので、耐ノジ
ユラーコロージヨン性に優れている。これは、前
記fR値を0.66以上とすると、高温水との接触によ
つて生成された水素が、配向に沿つて内部に侵入
し、表面のジルコニウム酸化膜部分での水素の蓄
積が防止乃至抑制され、その結果、白色腐食生成
物の発生を防止して耐ノジユラーコロージヨン性
が向上するものであると考えられる。また
（0001）面に沿つて合金内部に侵入した水素によ
つて生成される板状のジルコニウム水素化物は、
構造材表面と平行に形成され、垂直方向に連続し
ないので水素脆化による危険性を少なくすること
ができる。
は、少なくとも表面近傍に位置するジルコニウム
六方格子の（0001）面がその表面に対して垂直に
配向する割合を集合組織のfR値として表わした
時、前記fR値を0.66以上としているので、耐ノジ
ユラーコロージヨン性に優れている。これは、前
記fR値を0.66以上とすると、高温水との接触によ
つて生成された水素が、配向に沿つて内部に侵入
し、表面のジルコニウム酸化膜部分での水素の蓄
積が防止乃至抑制され、その結果、白色腐食生成
物の発生を防止して耐ノジユラーコロージヨン性
が向上するものであると考えられる。また
（0001）面に沿つて合金内部に侵入した水素によ
つて生成される板状のジルコニウム水素化物は、
構造材表面と平行に形成され、垂直方向に連続し
ないので水素脆化による危険性を少なくすること
ができる。
実施例 １
市販のジルカロイ−４を溶解して、得られた鋳
塊を熱間鍛造して厚さ30mmの板材とした。この熱
間加工素材を冷間圧延加工と焼鈍を繰返して３回
行なつて最終的に厚さ２mmのチヤンネルボツクス
用構造材とした。この場合、冷間圧延加工におけ
る総圧延率は93％であり、また焼鈍条件は750℃
で３時間加熱後、空冷した。
塊を熱間鍛造して厚さ30mmの板材とした。この熱
間加工素材を冷間圧延加工と焼鈍を繰返して３回
行なつて最終的に厚さ２mmのチヤンネルボツクス
用構造材とした。この場合、冷間圧延加工におけ
る総圧延率は93％であり、また焼鈍条件は750℃
で３時間加熱後、空冷した。
また得られた構造材をＸ線回析して、ジルコニ
ウム六方格子の（0001）面の配向状態を調べたと
ころfR値は0.689であつた。またこの構造材より
試験片を切り出し、これを500℃、107Kg／cm2の水
蒸気環境中に保持して腐食試験を行なつた。なお
この腐食試験は、289℃、71Kg／cm2沸騰水雰囲気
で且つ中性子照射の影響を考慮した実炉環境を模
擬したノジユラーコロージヨンの加速試験であ
る。
ウム六方格子の（0001）面の配向状態を調べたと
ころfR値は0.689であつた。またこの構造材より
試験片を切り出し、これを500℃、107Kg／cm2の水
蒸気環境中に保持して腐食試験を行なつた。なお
この腐食試験は、289℃、71Kg／cm2沸騰水雰囲気
で且つ中性子照射の影響を考慮した実炉環境を模
擬したノジユラーコロージヨンの加速試験であ
る。
上記試験において保持時間15時間後において
も、表面には白色腐食生成物の発生は全く認めら
れず、また腐食による重量増加は第４図に実線ａ
で示すようになつた。
も、表面には白色腐食生成物の発生は全く認めら
れず、また腐食による重量増加は第４図に実線ａ
で示すようになつた。
また本発明と比較するために上記方法において
焼鈍を620℃で２時間加熱後、空冷した従来のチ
ヤンネルボツクス用構造材を作製した。この構造
材をＸ線回析してジルコニウム六方格子の
（0001）面の配向状態を調べたところ、fR値は
0.622であつた。また腐食試験では、数時間経過
後、斑点状の白色腐食生成物が発生し、時間とと
もに成長した。この腐食による重量増加量の変化
状を調べたところ、第４図のグラフに破線ｂで示
すようになつた。
焼鈍を620℃で２時間加熱後、空冷した従来のチ
ヤンネルボツクス用構造材を作製した。この構造
材をＸ線回析してジルコニウム六方格子の
（0001）面の配向状態を調べたところ、fR値は
0.622であつた。また腐食試験では、数時間経過
後、斑点状の白色腐食生成物が発生し、時間とと
もに成長した。この腐食による重量増加量の変化
状を調べたところ、第４図のグラフに破線ｂで示
すようになつた。
実施例 ２
ジルカロイ−４を原料材料として、これを冷圧
延加工と焼鈍を繰返して厚さ0.5mmの薄板とし、
この薄板の表面にシヨツトピーニングを行なつて
表面を圧縮加工した後、形成された表面の微少凹
凸を切削加工によつて除去して燃料スペーサ用構
造材を作製した。
延加工と焼鈍を繰返して厚さ0.5mmの薄板とし、
この薄板の表面にシヨツトピーニングを行なつて
表面を圧縮加工した後、形成された表面の微少凹
凸を切削加工によつて除去して燃料スペーサ用構
造材を作製した。
このようにして得られた構造材をＸ線回析し
て、ジルコニウム六方格子の（0001）面の配向状
態を調べたところ、fR値は0.697であり、また上
記実施例１と同様の腐食試験では第５図に実線ａ
で示すような低重量増加カーブであつた。
て、ジルコニウム六方格子の（0001）面の配向状
態を調べたところ、fR値は0.697であり、また上
記実施例１と同様の腐食試験では第５図に実線ａ
で示すような低重量増加カーブであつた。
これに対してシヨツトピーニングによる圧縮加
工を施さなかつた燃料スペーサ用構造材のfR値は
0.58であり、また腐食試験による重量増加量の変
化状態は第５図のグラフに破線ｂで示すようにな
つた。
工を施さなかつた燃料スペーサ用構造材のfR値は
0.58であり、また腐食試験による重量増加量の変
化状態は第５図のグラフに破線ｂで示すようにな
つた。
実施例 ３
ジルカロイ−２を出発原料としてロツド材を製
造し、このロツド材をスウエージングにより打撃
振動を与えて内部まで充分に圧縮加工した。この
ロツド材を切削加工して端栓形状に形成した。
造し、このロツド材をスウエージングにより打撃
振動を与えて内部まで充分に圧縮加工した。この
ロツド材を切削加工して端栓形状に形成した。
このようにして得られた端栓をＸ線回析してジ
ルコニウム六方格子の（0001）面の配向状態を調
べたところfR値は0.702であつた。また上記実施
例１と同様に腐食試験を行なつたところ第６図の
グラフに実線ａで示すようになつた。
ルコニウム六方格子の（0001）面の配向状態を調
べたところfR値は0.702であつた。また上記実施
例１と同様に腐食試験を行なつたところ第６図の
グラフに実線ａで示すようになつた。
また本発明と比較するためジルカロイ−２のロ
ツドから端栓を切削加工し、スウエージングを行
なわない従来の端栓についてもfR値を測定したと
ころ、0.61であり、また腐食試験による重量増加
は第６図に破線ｂで示すようになつた。
ツドから端栓を切削加工し、スウエージングを行
なわない従来の端栓についてもfR値を測定したと
ころ、0.61であり、また腐食試験による重量増加
は第６図に破線ｂで示すようになつた。
以上詳述した如く、本発明に係わる原子炉用炉
内構造材によれば少なくとも表面近傍に位置する
ジルコニウム六方格子の（0001）面がその表面に
対して垂直に配向する割合を集合組織のfR値とし
て表わした時、前記fR値を0.66以上とすることに
よつて優れた耐ノジユラーコロージヨン性を有す
ると共に、水素脆化による危険性を防止すること
ができる。
内構造材によれば少なくとも表面近傍に位置する
ジルコニウム六方格子の（0001）面がその表面に
対して垂直に配向する割合を集合組織のfR値とし
て表わした時、前記fR値を0.66以上とすることに
よつて優れた耐ノジユラーコロージヨン性を有す
ると共に、水素脆化による危険性を防止すること
ができる。
第１図は燃料集合体の一部切欠縦断面図、第２
図は燃料棒の縦断面図、第３図は燃料スペーサの
一部を示す平面図、第４図乃至第６図は本発明の
夫々異なる実施例による構造材と従来の構造材と
の腐食試験による重量増加量を比較したグラフで
ある。 １……上部タイプレート、２……下部タイプレ
ート、３……燃料棒、４……燃料スペーサ、５…
…チヤンネルボツクス、６……被覆管、９……端
栓、１０……外枠、１１……バー、１２……デバ
イダー。
図は燃料棒の縦断面図、第３図は燃料スペーサの
一部を示す平面図、第４図乃至第６図は本発明の
夫々異なる実施例による構造材と従来の構造材と
の腐食試験による重量増加量を比較したグラフで
ある。 １……上部タイプレート、２……下部タイプレ
ート、３……燃料棒、４……燃料スペーサ、５…
…チヤンネルボツクス、６……被覆管、９……端
栓、１０……外枠、１１……バー、１２……デバ
イダー。
Claims (1)
- １ ジルコニウム合金で形成された原子炉用炉内
構造材において、少なくとも表面近傍に位置する
ジルコニウム六方格子の（0001）面がその表面に
対して垂直に配向する割合を集合組織のfR値とし
て表わした時、前記fR値を0.66以上としたことを
特徴とする原子炉用炉内構造材。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57161669A JPS5950160A (ja) | 1982-09-17 | 1982-09-17 | 原子炉用炉内構造材 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57161669A JPS5950160A (ja) | 1982-09-17 | 1982-09-17 | 原子炉用炉内構造材 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5950160A JPS5950160A (ja) | 1984-03-23 |
| JPH0379430B2 true JPH0379430B2 (ja) | 1991-12-18 |
Family
ID=15739582
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57161669A Granted JPS5950160A (ja) | 1982-09-17 | 1982-09-17 | 原子炉用炉内構造材 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5950160A (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP0196286B1 (en) * | 1985-03-12 | 1989-05-17 | Santrade Ltd. | Method of manufacturing tubes of zirconium alloys with improved corrosion resistance for thermal nuclear reactors |
| JPS6240349A (ja) * | 1985-08-14 | 1987-02-21 | Hitachi Ltd | ジルコニウム基合金部材の製造方法 |
| 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 |
| JP2633531B2 (ja) * | 1986-03-31 | 1997-07-23 | 株式会社東芝 | 核燃料複合被覆管 |
| HU225331B1 (hu) | 2003-04-24 | 2006-09-28 | Egi Energiagazdalkodasi Reszve | Léghûtõ rendszer |
-
1982
- 1982-09-17 JP JP57161669A patent/JPS5950160A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5950160A (ja) | 1984-03-23 |
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