JPH10273746A

JPH10273746A - 冷間加工性と耐食性に優れたジルコニウム合金、この合金を用いた核燃料被覆用二重管およびその製造方法

Info

Publication number: JPH10273746A
Application number: JP9013658A
Authority: JP
Inventors: Hideaki Abe; 秀明阿部
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1997-01-28
Filing date: 1997-01-28
Publication date: 1998-10-13

Abstract

(57)【要約】（修正有）【課題】冷間加工性に優れた低Ｓｎ−Ｚｒ基合金と、こ
の合金を用いた外面耐食性に優れ、しかも管全体が高強
度な核燃料被覆用二重管とその製造方法を提供する。【解決手段】（１）Ｓｎ、Ｆｅ、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｎｂを含
有し、残部はＺｒおよび不可避的不純物からなるジルコ
ニウム合金。（２）内管が１．２〜１．７重量％のＳｎを含有するジ
ルコニウム合金製、外管が上記（１）に記載のジルコニ
ウム合金製であり、少なくとも下式で定義されるＣＳＲ
値が前記内管と同一のジルコニウム合金製からなるソリ
ッド管と同等である核燃料被覆用二重管。ＣＳＲ＝ε_c ／ε_r （３）内管が１．２〜１．７重量％のＳｎを含有するジ
ルコニウム合金製、外管が上記（１）に記載のジルコニ
ウム合金製である二重管を素管とし、この素管に複数回
の冷間圧延加工を施して最終製品寸法の二重管にする。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、ジルコニウム合
金、より詳しくは、水冷却型原子炉の核燃料被覆管材料
として用いて良好な耐食性を発揮し、しかも優れた冷間
加工性を示すジルコニウム合金、このジルコニウム合金
を用いた外面の耐食性に優れた高強度な核燃料被覆用二
重管およびその製造方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】一般に、加圧水型や沸騰水型に代表され
る水冷却型原子炉の核燃料被覆用管には、例えばＡＳＴ
Ｍ規格のＢ８１１に規定されるＲ６０８０２（以下、単
にＺＲ２という）およびＲ６０８０４（以下、単にＺＲ
４という）、あるいはＪＩＳ規格のＨ４７５１に規定さ
れるＺｒＴＮ８０２ＤおよびＺｒＴＮ８０４Ｄなどで、
１．２〜１．７重量％のＳｎを含有するジルコニウム基
合金（以下、単に高Ｓｎ−Ｚｒ基合金という）製のもの
が用いられる。

【０００３】一方、上記の水冷却型原子炉は、経済性の
向上を目的として核燃料の高燃焼度化が進められてい
る。そして、この核燃料の高純度化に伴って原子炉内の
腐食環境は、従来にも増して厳しくなる。このため、原
子炉内で腐食環境の厳しい高温水に曝されるジルコニウ
ム基合金製の核燃料被覆用管には、その外面により一層
の高耐食性が要求されるようになっている。

【０００４】ところが、上記の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金は、
核燃料の高燃焼度化された腐食環境下における耐食性が
十分でないことから、例えば特開昭６４−３９５８９号
公報や特開平２−２７１２９１号公報に示されるよう
に、Ｓｎの含有量を低減したジルコニウム基合金（以
下、単に低Ｓｎ−Ｚｒ基合金という）を用いた核燃料被
覆用二重管が使用されるようになっている。

【０００５】すなわち、特開昭６４−３９５８９号公報
に示される低Ｓｎ−Ｚｒ基合金と核燃料被覆用二重管
は、必須成分として、Ｆｅ、Ｃｒ、ＮｉおよびＳｎのう
ちの１種以上を合計量で０．４〜１重量％含有するか、
または／およびＮｂを０．２〜３重量％含有する合金
と、外管が当該合金製で、内管が前述した高Ｓｎ−Ｚｒ
基合金製であり、外管肉厚を全肉厚の５％以上、２０％
以下にした核燃料被覆用二重管である。

【０００６】また、特開平２−２７１２９１号公報に示
される低Ｓｎ−Ｚｒ基合金と核燃料被覆用二重管は、必
須成分として、０．３５〜０．６５重量％のＳｎ、０．
２０〜０．６５重量％のＦｅ、０．０９〜０．１６重量
％のＯ（酸素）、並びに０．３５〜０．６５重量％のＮ
ｂと０．２５〜０．３５重量％のＶのうちのいずれか一
方を含有する合金と、外管が当該合金製で、内管が前述
した高Ｓｎ−Ｚｒ基合金製であり、外管肉厚を全肉厚の
１０％以上、２５％以下にした核燃料被覆用二重管であ
る。

【０００７】上記両公報に示される従来の低Ｓｎ−Ｚｒ
基合金の基本的な設計思想は、高Ｓｎ−Ｚｒ基合金との
対比からわかるように、いずれも、その耐食性改善のた
めにＳｎの含有量を大幅に低減する一方、このＳｎ含有
量の大幅な低減に起因して生じる強度低下、特にクリー
プ強度低下を補うためにＦｅの含有量を相対的に高めた
ものである。そして、この従来の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金で
高Ｓｎ−Ｚｒ基合金製の内管外面を覆った核燃料被覆用
二重管は、核燃料の高燃焼度化された腐食環境下におけ
る外面耐食性が確かに優れている。

【０００８】しかし、これら従来の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金
は、Ｓｎ含有量の大幅な低減に起因して生じる強度低下
抑制が不十分で、これを用いた核燃料被覆用二重管全体
の強度（特にクリープ強度）が高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみ
からなるソリッド管に比べて低いという欠点があった。

【０００９】また、その核燃料被覆用二重管には、高Ｓ
ｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管に比べ、六方晶
構造による特徴である塑性異方性を表す下式で定義され
るＣＳＲ値が低いという欠点を有していることが新たに
判明した。

【００１０】ＣＳＲ＝ε_c ／ε_r ここで、ε_c とε_r は、管軸長方向への伸び率が４〜５
％になる範囲で常温引張試験を行った場合の歪みで、ε
_c は周方向歪み、εr は肉厚（半径）方向歪みである。

【００１１】さらに、上記従来の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金
は、冷間加工時に付与できる加工度（断面減少率）が８
０％未満（これは、前述の特開昭６４−３９５８９号公
報の３頁左上欄に「０．２５重量％Ｓｎ−０．５重量％
Ｆｅ−０．０５重量％Ｃｒ含有合金の場合、８０％以上
の冷間変形を受けると亀裂（割れ疵のこと）が発生す
る」と記載されることから明らか）で、冷間加工性に劣
り、これを用いた核燃料被覆用二重管の製造コストが高
くなるという欠点があった。

【００１２】すなわち、上記の二重管を含む核燃料被覆
用管は、通常、次のようにして製造される。先ず、ユジ
ーンセジュルネ法などに代表される熱間押出製管法によ
って大径厚肉の素管を製造する。次いで、この素管をコ
ールドピルガーミルと称される冷間管圧延機に供し、軟
化熱処理を介在させながら複数回の冷間圧延を施して小
径薄肉の製品管に仕上げる。

【００１３】従って、素管を構成するジルコニウム合金
の冷間加工性が劣り、冷間圧延１回当たりに付与可能な
加工度が低いと、冷間圧延と軟化熱処理の繰り返し回数
が増え、これに要する工数と費用が嵩む結果、製品管の
製造コストが高くなるのである。

【００１４】具体的に例示すると、内管が上記のＡＳＴ
Ｍ規格に規定されたＺＲ４からなる高Ｓｎ−Ｚｒ基合金
製であり、外管が上記従来の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製で、
その肉厚が全肉厚の２０％である外径７９ｍｍ、肉厚１
６．２５ｍｍの二重素管から外径９．５ｍｍ、肉厚０．
６ｍｍの製品管を得る場合、冷間圧延と軟化熱処理がそ
れぞれ５回必要であった。

【００１５】また、前述したように、上記のようにして
製造された核燃料被覆用二重管全体の強度は、例えば３
８５℃での軸方向引張試験における耐力と伸びで比較し
た場合、同じ工程を経て製造された内管材と同一の高Ｓ
ｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管の耐力が３４０
Ｎ／ｍｍ² 、伸びが１５％であるのに対し、二重管の耐
力は３１０Ｎ／ｍｍ² 、伸びは１５％でいずれも劣るも
のであった。さらに、両者の上記ＣＳＲ値は、ソリッド
管のそれが１．９７であるのに対し、二重管のそれは
１．２６と極めて低く、著しく劣るものであた。

【００１６】このため、強度とＣＳＲ値の両方が高Ｓｎ
−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管と同等である外管
に、新規な低Ｓｎ−Ｚｒ基合金を用いた核燃料被覆用二
重管の開発が望まれていた。また、その製造時に、従来
以上の断面減少率で高加工度の冷間圧延を行っても割れ
疵が発生することがなく、冷間圧延（含む途中軟化熱処
理）回数を減らすことができて製品管の製造コスト低減
を図り得る新規な低Ｓｎ−Ｚｒ基合金、およびこの新合
金を適用した上記核燃料被覆用二重管の製造方法の開発
も望まれていた。

【００１７】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、上記の実状
に鑑みてなされたもので、その課題は、下記の新規な
低Ｓｎ−Ｚｒ基合金、の核燃料被覆用二重管、の核
燃料被覆用二重管の製造方法、を提供することにある。

【００１８】８０％以上の断面減少率で冷間圧延を
行っても割れ疵が発生しない低Ｓｎ−Ｚｒ基合金。
外管が上記の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製であり、強度とＣ
ＳＲ値の両方が高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッ
ド管と同等である核燃料被覆用二重管。上記の核
燃料被覆用二重管を低い製造コストで確実に得ることが
できる製造方法。

【００１９】

【課題を解決するための手段】本発明者は、多くの製造
実験と試験を行った結果、次のことを知見した。

【００２０】すなわち、大径厚肉の素管から小径薄肉の
製品管に成形するのに施す複数回の冷間圧延のうち、少
なくとも１回の冷間圧延を断面減少率８５％以上で行う
と、強度とＣＳＲ値の両方が高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみか
らなるソリッド管と同等の核燃料被覆用二重管が得られ
ること。

【００２１】所望の外面耐食性を確保するためには、外
管を構成する低Ｓｎ−Ｚｒ基合金として、少なくとも前
述の両公開公報に示されのとほぼ同様量のＳｎとＣｒと
を必須成分として複合含有させた合金を用いる必要があ
ること。

【００２２】一方、上記したように、強度とＣＳＲ値の
両方が良好な核燃料被覆用二重管を得るためには断面減
少率８５％以上の冷間圧延を施す必要があるが、合金中
のＦｅ含有量を０．２０〜０．２５重量％に制限した低
Ｓｎ−Ｚｒ基合金を用いる場合に限って割れ疵が発生し
ないこと。

【００２３】断面減少率８５％以上の冷間圧延を少なく
とも１回行うと、その繰り返し加工回数を少なくとも１
回減らすことができ、製造コストの低減が図れること。

【００２４】上記の知見に基づく本発明の要旨は、下記
（１）のジルコニウム基合金、下記（２）の核燃料被覆
用二重管、および下記（３）の核燃料被覆用二重管の製
造方法にある。

【００２５】（１）重量％で、Ｓｎ：０．３０〜０．７
０％、Ｆｅ：０．２０〜０．２５％、Ｃｒ：０．１０〜
０．１５％を含有し、残部はＺｒおよび不可避的不純物
からなることを特徴とする冷間加工性と耐食性に優れた
ジルコニウム合金。

【００２６】（２）内管が１．２〜１．７重量％のＳｎ
を含有するジルコニウム合金製、外管が上記（１）に記
載のジルコニウム合金製であり、少なくとも下式で定義
されるＣＳＲ値が前記内管と同一のジルコニウム合金製
からなるソリッド管と同等であることを特徴とする核燃
料被覆用二重管。

【００２７】ＣＳＲ＝ε_c ／ε_r ここで、ε_c とε_r は、管軸長方向への伸び率が４〜５
％になる範囲で常温引張試験を行った場合の歪みで、ε
_c は周方向歪み、εr は肉厚（半径）方向歪みである。

【００２８】（３）内管が１．２〜１．７重量％のＳｎ
を含有するジルコニウム合金製、外管が上記（１）に記
載のジルコニウム合金製である二重管を素管とし、この
素管に複数回の冷間圧延加工を施して最終製品寸法の二
重管にするに当たり、少なくとも１回の冷間圧延加工を
断面減少率８５％以上で行うことを特徴とする上記
（２）に記載の核燃料被覆用二重管の製造方法。

【００２９】上記（１）の合金には、Ｎｉ：０．００５
〜０．０５％およびＮｂ：０．０５〜０．２０％のうち
のいずれか一方または両方を添加含有させることができ
る。この場合、その耐食性はより一層向上するが、冷間
加工性はほとんど劣化することはない。

【００３０】また、上記（２）の核燃料被覆用二重管
は、外管肉厚を全肉厚の５％以上、３０％以下とするの
が好ましい。この場合、外管肉厚が厚肉にもかかわら
ず、高強度かつ高ＣＳＲ値であり、その使用寿命が長
い。

【００３１】さらに、上記（３）の核燃料被覆用二重管
の製造方法においては、少なくとも１回施す断面減少率
８５％以上の冷間圧延加工が最終加工である場合、上記
（２）に記載の核燃料被覆用二重管を得るためには、最
終加工後の二重管に５１０〜５３０℃で応力除去焼鈍処
理を施す必要がある。

【００３２】

【発明の実施の形態】以下、本発明について詳細に説明
する。

【００３３】先ず、本発明にかかわるＳｎ低減のジルコ
ニウム基合金を構成する各成分の含有量を上記の範囲に
限定した理由について説明する。

【００３４】Ｓｎ：その含有量が０．３０重量％未満で
は、強度低下が著しくなり、後に詳述する本発明の製造
方法によっても、高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリ
ッド管と同等以上の強度とＣＳＲ値を有する二重管が得
られない。逆に、その含有量が０．７０重量％超では、
所望の外面耐食性を有する二重管が得られない。よっ
て、Ｓｎ含有量は、０．３０〜０．７０重量％とした。

【００３５】Ｃｒ：その含有量が０．１０重量％未満で
は、所望の外面耐食性を確保できないのみならず、後に
詳述する本発明の製造方法によっても、高Ｓｎ−Ｚｒ基
合金のみからなるソリッド管と同等以上の強度とＣＳＲ
値を有する二重管が得られない。逆に、その含有量が
０．１５重量％超では、冷間加工性が劣化し、８０％以
上、特８５％以上の断面減少率による高加工度での冷間
圧延時における割れ疵発生が顕著になる。よって、Ｃｒ
含有量は、０．１０〜０．１５重量％とした。

【００３６】Ｆｅ：Ｆｅは、上記のＳｎおよびＣｒとは
異なり、低Ｓｎ−Ｚｒ基合金の冷間加工性に最も大きな
影響を及ぼす元素である。そして、その含有量が０．２
０重量％未満では、強度不足で、後に詳述する本発明の
製造方法によっても、高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなる
ソリッド管と同等以上の強度とＣＳＲ値を有する二重管
が得られない。逆に、その含有量が０．２５重量％超で
は、冷間加工性が著しく劣化し、８０％以上の断面減少
率による高加工度での冷間圧延時における割れ疵が多発
する。よって、Ｆｅ含有量は、０．２０〜０．２５重量
％とした。

【００３７】本発明のジルコニウム基合金は、上記の成
分の他に、次のＮｉおよびＮｂのいずれか一方または両
方を添加含有させることができる。

【００３８】ＮｉおよびＮｂ：これらの成分は、耐食性
を向上させる作用を有しているので、その効果を得たい
場合には、必要に応じてＮｉおよびＮｂのいずれか一方
または両方をＺｒの一部に代えて添加含有させることが
できる。しかし、その含有量がＮｉについては０．００
５重量％未満、Ｎｂについては０．０５重量％未満で
は、上記の効果が得られない。一方、その含有量がＮｉ
については０．０５重量％超、Ｎｂについては０．２０
重量％超になると、上記の効果が飽和するのみならず、
冷間加工性が劣化する。よって、これらの成分を添加含
有させる場合の含有量は、Ｎｉについては０．００５〜
０．０５重量％、Ｎｂについては０．０５〜０．２０重
量％量とした。

【００３９】次に、本発明の核燃料被覆用二重管の製造
方法について説明する。

【００４０】はじめに、一般的なジルコニウム基合金製
の核燃料被覆用ソリッド管の製造工程について示すと、
下記の通りである。

【００４１】真空溶解→鍛造→溶体化処理→機械加工
（中空ビッレト製作）→熱間押出製管→焼鈍→途中冷間
圧延→途中焼鈍→最終冷間圧延→最終焼鈍→精整。

【００４２】なお、上記工程中、熱間押出製管後の焼鈍
は省略する場合がある。また、途中冷間圧延と途中焼鈍
は複数回行われ、素管寸法と製品寸法によって異なる
が、通常、３〜４回繰り返される。さらに、最終焼鈍
は、通常、４５０℃以上、５１０℃未満の温度域で行わ
れる。

【００４３】そして、本発明の核燃料被覆用二重管は、
上記の工程中、「真空溶解→鍛造→溶体化処理→機械加
工（中空ビッレト製作）」までが、上記本発明になる低
Ｓｎ−Ｚｒ基合金と従来の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金について
別々に行われ、最終的な中空ビッレトが高Ｓｎ−Ｚｒ基
合金製の中空ビッレト外面に上記本発明になる低Ｓｎ−
Ｚｒ基合金製の中空ビッレトを外嵌した積層中空ビッレ
トとされる点を除き、上記と同様工程を経て製造され
る。

【００４４】この時、本発明にあっては、上記製造工程
中の途中冷間圧延および最終冷間圧延のいずれかにおい
て、少なくとも１回、断面減少率８５％以上の冷間圧延
を施す必要があるが、その理由は次の知見による。

【００４５】すなわち、複数回に分けて施す途中冷間圧
延と最終冷間圧延のうちのいずれかにおいて、少なくと
も１回、断面減少率８５％以上の冷間圧延を施すと、最
終製品である二重管の強度（耐力）、伸びおよび異方性
を表すＣＳＲ値のいずれもが従来の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金
のみからなるソリッド管と同等もしくはそれ以上になる
という事実である。

【００４６】ここで、得られた二重管の強度（耐力）、
伸びおよび異方性を表すＣＳＲ値のいずれもが従来の高
Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管と同等もしく
はそれ以上になるのは、断面減少率８５％以上の冷間圧
延を少なくとも１回施すことにより、外層合金と内層合
金の結晶粒の微細化が促進されるともに、稠密六方晶Ｃ
軸（六角柱状結晶粒の柱軸心）の管半径方向への配向率
が増加するためである。

【００４７】ところで、断面減少率８５％以上の冷間圧
延加工は、前述の特開昭６４−３９５８９号公報などに
示される従来の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金を用いたのでは不可
能であったのに対し、上記の本発明になる低Ｓｎ−Ｚｒ
基合金を用いる場合には、断面減少率８５％以上の冷間
圧延加工を施すことが可能である。その結果、複数回に
分けて行う冷間圧延の回数を少なくとも１回は減らすこ
とが可能で、製品の製造コスト低減を図ることができ
る。このことは、後述の実施例の結果からも、明らかで
ある。

【００４８】なお、最終の冷間圧延を断面減少率８５％
以上で行った場合、その後に施す最終焼鈍は５１０〜５
３０℃の温度域で施す必要がある。これは、最終焼鈍を
上記従来通りの４５０℃以上、５１０℃未満の温度域で
施したのでは、最終製品の二重管の強度（耐力）は従来
の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管と同等以
上になるものの、伸び値がソリッド管と同等以上になら
ない。しかし、５１０〜５３０℃の温度域で最終焼鈍を
施した場合には、強度（耐力）、伸びおよびＣＳＲ値の
いずれもが従来ソリッド管と同等以上になるという事実
による。

【００４９】ここで、最終の冷間圧延を断面減少率８５
％以上で行った後に従来通りの４５０℃以上、５１０℃
未満の温度域で最終焼鈍を施した場合、最終製品の二重
管の強度（耐力）は上記ソリッド管と同等以上になるも
のの、伸び値が同等以上にならないのは、焼鈍温度が低
すぎて最終冷間加工時に付与された加工歪みの除去が不
十分となって伸びが低下するためである。

【００５０】さらに、上記のようにして製造される本発
明の核燃料被覆用二重管は、本発明になる低Ｓｎ−Ｚｒ
基合金製の外層厚みを全肉厚の５％以上、３０％以下に
する必要がある。これは、以下に述べる理由による。

【００５１】すなわち、水冷却型原子炉で用いられる従
来の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管製の核
燃料被覆用管の外表面に生成形成する耐食性酸化膜の厚
さは、通常、全肉厚の５〜１０％である。このとから、
高い耐食性を有する本発明になる低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製
の外層厚みは、少なくとも全肉厚の５％にする必要があ
る。一方、その厚さを全肉厚の３０％超にすると、二重
管全体の強度（耐力）低下が大きくなり、従来の高Ｓｎ
−Ｚｒ基合金のみからなるソリッド管と同等以上の強度
確保ができなくなる。従って、本発明の核燃料被覆用二
重管では、本発明になる低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製の外層厚
みを全肉厚の５％以上、３０％以下とした。

【００５２】なお、上記全肉厚の５％以上、３０％以下
の本発明の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製からなる最終製品の二
重管における外層厚みは、積層ビッレト製作時に当該積
層ビッレトの全肉厚に対する外層材厚みを上記の範囲内
にすることで得ることができる。

【００５３】

【実施例】

《実施例−１》表１に示す化学成分を有する１１種類の
低Ｓｎ−Ｚｒ基合金製からなり、外径が７９ｍｍ、肉厚
が１６．２５ｍｍで、熱間押出製管後に６５０℃に１時
間保持後徐冷する軟化熱処理を施したソリッド素管をそ
れぞれ複数本準備した。

【００５４】なお、表１中、No. １〜５は本発明の合
金、No. ６〜１１は比較合金である。

【００５５】そして、上記の各ソリッド素管を対象に、
断面減少率を種々変化させてコールドピルガーミルにて
冷間圧延し、割れ疵が発生した時の断面減少率、すなわ
ち割れ疵発生限界断面減少率を調べた。その結果、各合
金の割れ疵発生限界断面減少率は、表１に併記して示す
通りであった。

【００５６】

【表１】

【００５７】表１に示す結果から明らかなように、本発
明合金（No. １〜５）の割れ疵発生限界断面減少率は、
いずれも８８％で、冷間加工性に優れている。

【００５８】これに対し、比較合金（No. ６〜１１）の
うち、Ｆｅ含有量が本発明で規定する上限値を超えるN
o. ９合金と、Ｃｒ含有量が本発明で規定する上限値を
超えるNo. １１合金の割れ疵発生限界断面減少率は、い
ずれも７８％で、冷間加工性が悪い。

【００５９】なお、データ値の記載は省略するが、比較
合金（No. ６〜１１）中、上記のNo. ９とNo. １１を除
く合金（No. ７、８および１０）は、割れ疵発生限界断
面減少率が８８％と高く、冷間加工性に優れるものの、
強度と耐食性のいずれか一方または両方が悪かった。す
なわち、Ｓｎ含有量が本発明で規定する下限値未満のN
o. ６合金と、Ｆｅ含有量が本発明で規定する下限値未
満のNo. ８合金は、耐食性は良好なものの、強度が低か
った。また、Ｃｒ含有量が本発明で規定する下限値未満
のNo. １０合金は、強度と耐食性の両方が不芳であっ
た。

【００６０】《実施例−２》外径９．５ｍｍ、全肉厚
０．６ｍｍ、長さ３８００ｍｍで、低Ｓｎ−Ｚｒ基合金
製の外層材厚みが全肉厚の２０％（０．１２ｍｍ）であ
る製品二重管を製造するに際し、下記３種類の二重素管
を準備した。

【００６１】すなわち、内層材が表２に示す化学成分の
合金No. Ａ（前述のＺｒ４）、外層材が同じく表２に示
す化学成分の合金No. ａ、ｂおよびｃであり、外径７９
ｍｍ、全肉厚１６．２５ｍｍ、外層厚み３．２５ｍｍ
（全肉厚の２０％）の３種類である。また、比較のため
に上記の合金No. Ａのみからなるソリッド素管も準備し
た。

【００６２】

【表２】

【００６３】上記の各素管について、コールドピルガー
ミルによる複数回の冷間圧延と、この冷間加工の繰り返
し間に施す焼鈍および最終焼鈍とを、ソリッド素管を対
象にして表３に示す条件の下に行っていた従来の製造工
程と、表４に示す条件の下に行う本発明の製造工程と
で、それぞれ行って最終製品を得ることにした。

【００６４】

【表３】

【００６５】

【表４】

【００６６】その結果、外層材が合金No. ｃの二重素管
の場合、表４に示す条件では、２回目の冷間圧延時に外
層材に割れ疵が多発し、３回目以降の冷間圧延に供する
ことができず、最終製品の二重管を製造することができ
なかった。

【００６７】これに対し、外層材が合金No. ａおよびｂ
の二重素管の場合、表３および表４に示すいずれの条件
でも、複数回の冷間圧延時に外層材に割れ疵が発生する
ことがなく、最終製品の二重管を製造することができ
た。また、比較のために表４に示す条件でソリッド管の
製造も行ったところ、何らの問題もなく製造できた。

【００６８】そして、得られたそれぞれの最終製品か
ら、ＡＳＴＭのＥ２１に規定された管状引張試験片、同
じくＡＳＴＭのＧ２Ｍに規定された腐食試験片、および
ＣＳＲ値測定用の引張試験片を採取し、二重管全体の強
度（耐力）と伸び、ＣＳＲ値、および耐食性を調べる一
方、積層ビッレトの製作費上昇を加えた条件のもとに、
製品の製造コスト比較を行った。

【００６９】なお、強度（耐力）と伸びは、３８５℃で
軸方向引張試験を行って求めた。また、耐食性は、温度
が４００℃の純水水蒸気中に試験片を２００日間曝すオ
ートクレーブ試験を行い、試験後の試験片増量を求める
ことによって評価した。

【００７０】さらに、ＣＳＲ値は、常温で引張試験を行
い、試験片の管軸長方向への伸び率が４．５％になった
時点における周方向歪みε_c と肉厚（半径）方向歪みε
r を測定し、下式に従って求めた。

【００７１】ＣＳＲ＝ε_c ／ε_r これらの結果を、表５に示した。なお、耐食性と製造コ
ストについては、高Ｓｎ−Ｚｒ基合金である合金No. Ａ
のみからなり、表３の条件で製造したソリッド管を１０
０とした場合における指数で示した。

【００７２】

【表５】

【００７３】表５に示す結果から明らかなように、本発
明の製造方法に従って製造した二重管（試番２、４）
は、良好な耐食性を備えており、しかも管全体の強度
（耐力）、伸びおよびＣＳＲ値は、いずれも高Ｓｎ−Ｚ
ｒ基合金製の合金No. Ａのみからなるソリッド管と同等
以上で、良好である。

【００７４】これに対し、断面減少率８５％以上の冷間
加工を施すことなく製造した二重管（試番１、３および
５）は、良好な耐食性を備えるものの、外層が本発明の
低Ｓｎ−Ｚｒ基合金であるか否にかかわらず、管全体の
強度（耐力）、伸びおよびＣＳＲ値のいずれもが高Ｓｎ
−Ｚｒ基合金製の合金No. Ａのみからなるソリッド管に
比べて著しく劣っている。また、比較のために本発明の
方法に従って製造した高Ｓｎ−Ｚｒ基合金製のみからな
るソリッド管（試番８）は、高強度で、しかも高いＣＳ
Ｒ値を示したが、耐食性は全く向上していない。

【００７５】一方、本発明の製造方法に従って二重管を
製造した場合には、高Ｓｎ−Ｚｒ基合金製ソリッド管の
従来の圧延工程に従って二重管を製造した場合に比べ、
製品の製造コストを１３〜１５％低減することができ
た。

【００７６】

【発明の効果】本発明の低Ｓｎ−Ｚｒ基合金は、冷間加
工性に優れるので、断面減少率８５％以上の冷間圧延を
施して割れ疵が発生することがない。このため、この合
金を外層材とした二重管を高加工度圧延して製造するこ
とができる。その結果、良好な耐食性を備えるととも
に、強度とＣＳＲ値が従来の高Ｓｎ−Ｚｒ基合金のみか
らなるソリッド管と同等以上という高強度な二重管を提
供することができる。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号ＦＩＣ２２Ｆ 1/00 ６３０Ｃ２２Ｆ 1/00 ６４１Ｃ６４０６８５Ｚ６４１６８６Ａ６８５６９１Ｂ６８６６９４Ａ６９１Ｇ２１Ｃ 3/06 Ｇ６９４Ｎ

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】重量％で、Ｓｎ：０．３０〜０．７０％、
Ｆｅ：０．２０〜０．２５％、Ｃｒ：０．１０〜０．１
５％を含有し、残部はＺｒおよび不可避的不純物からな
ることを特徴とする冷間加工性と耐食性に優れたジルコ
ニウム合金。
【請求項２】重量％で、Ｓｎ：０．３０〜０．７０％、
Ｆｅ：０．２０〜０．２５％、Ｃｒ：０．１０〜０．１
５％を含有し、さらにＮｉ：０．００５〜０．０５％お
よびＮｂ：０．０５〜０．２０％のうちのいずれか一方
または両方を含有し、残部はＺｒおよび不可避的不純物
からなることを特徴とする冷間加工性と耐食性に優れた
ジルコニウム合金。
【請求項３】内管が１．２〜１．７重量％のＳｎを含有
するジルコニウム合金製、外管が請求項１または請求項
２に記載のジルコニウム合金製であり、少なくとも下式
で定義されるＣＳＲ値が前記内管と同一のジルコニウム
合金製からなるソリッド管と同等であることを特徴とす
る核燃料被覆用二重管。ＣＳＲ＝ε_c ／ε_r ここで、 ε_c とε_r は、管軸長方向への伸び率が４〜５％になる
範囲で常温引張試験を行った場合の歪みで、ε_c は周方
向歪み、εr は肉厚（半径）方向歪みである。
【請求項４】外管の肉厚が全肉厚の５％以上、３０％以
下であることを特徴とする請求項３に記載の核燃料被覆
用二重管。
【請求項５】内管が１．２〜１．７重量％のＳｎを含有
するジルコニウム合金製、外管が請求項１または請求項
２に記載のジルコニウム合金製である二重管を素管と
し、この素管に複数回の冷間圧延加工を施して最終製品
寸法の二重管にするに当たり、少なくとも１回の冷間圧
延加工を断面減少率８５％以上で行うことを特徴とする
請求項３または請求項４に記載の核燃料被覆用二重管の
製造方法。
【請求項６】上記少なくとも１回の断面減少率８５％以
上の冷間圧延加工が最終加工である場合、最終加工後の
二重管に５１０〜５３０℃で応力除去焼鈍処理を施すこ
とを特徴とする請求項５に記載の核燃料被覆用二重管の
製造方法。