JPH1152087A - 核燃料被覆管およびその製造方法 - Google Patents
核燃料被覆管およびその製造方法Info
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- JPH1152087A JPH1152087A JP9205835A JP20583597A JPH1152087A JP H1152087 A JPH1152087 A JP H1152087A JP 9205835 A JP9205835 A JP 9205835A JP 20583597 A JP20583597 A JP 20583597A JP H1152087 A JPH1152087 A JP H1152087A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 被覆管本体と端栓との溶接部および熱影響部
近傍の白色均一腐食を抑制した長期間使用可能な核燃料
被覆管の提供しようとするものである。 【解決手段】 核燃料ペレットが装填されるジルコニウ
ム合金からなる被覆管本体と、この被覆管本体の端部を
密閉するための端栓とを備え、前記被覆管本体と前記端
栓とが溶接により接続された核燃料被覆管において、前
記被覆管本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍
の表面層は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ
以下であり、かつ厚さが１〜１００μｍであることを特
徴とする。
近傍の白色均一腐食を抑制した長期間使用可能な核燃料
被覆管の提供しようとするものである。 【解決手段】 核燃料ペレットが装填されるジルコニウ
ム合金からなる被覆管本体と、この被覆管本体の端部を
密閉するための端栓とを備え、前記被覆管本体と前記端
栓とが溶接により接続された核燃料被覆管において、前
記被覆管本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍
の表面層は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ
以下であり、かつ厚さが１〜１００μｍであることを特
徴とする。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、核燃料被覆管およ
びその製造方法に関する。
びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来技術】現在、原子炉に使用されている核燃料被覆
管は、ジルコニウム合金からなる被覆管本体と、この本
体の上下端部に設けられ、前記本体内部を密閉するため
の上部端栓および下部端栓とを備えた構造を有する。前
記被覆管本体の内部には、例えば酸化ウラン、酸化プル
トニウムからなる核燃料ペレットが複数個装填されてい
る。この核燃料ペレットは、前記上部端栓に一端が当接
されたスプリングにより固定されている。前記被覆管本
体と上部端栓および下部端栓とは、それぞれ溶接により
接続されている。
管は、ジルコニウム合金からなる被覆管本体と、この本
体の上下端部に設けられ、前記本体内部を密閉するため
の上部端栓および下部端栓とを備えた構造を有する。前
記被覆管本体の内部には、例えば酸化ウラン、酸化プル
トニウムからなる核燃料ペレットが複数個装填されてい
る。この核燃料ペレットは、前記上部端栓に一端が当接
されたスプリングにより固定されている。前記被覆管本
体と上部端栓および下部端栓とは、それぞれ溶接により
接続されている。
【０００３】このような被覆管本体は、高温高圧の水蒸
気のような特殊な条件下に曝される。このため、前記被
覆管本体は前記条件下において高い強度や優れた耐食性
が要求される。
気のような特殊な条件下に曝される。このため、前記被
覆管本体は前記条件下において高い強度や優れた耐食性
が要求される。
【０００４】被覆管本体を構成する材料としては、ジル
カロイ−２、ジルカロイ−４等のジルコニウムを主成分
とする合金が使用されている。この合金には、強度や耐
食性を向上させるために種々の元素、例えばＳｎ、Ｆ
ｅ、Ｃｒ、Ｎｉ等が添加されている。
カロイ−２、ジルカロイ−４等のジルコニウムを主成分
とする合金が使用されている。この合金には、強度や耐
食性を向上させるために種々の元素、例えばＳｎ、Ｆ
ｅ、Ｃｒ、Ｎｉ等が添加されている。
【０００５】また、耐食性を向上させるため、製造工程
中、被覆管本体に対しβ−急冷処理を施している。これ
は合金中の添加元素とジルコニウムによって形成される
析出物、例えばＺｒ（Ｃｒ，Ｆｅ）２やＺｒ２（Ｎｉ，
Ｆｅ）を均一微細に分布させるために行う処理である。
この処理を施すことにより、耐食性、特に耐ノジュラ−
コロ−ジョン性を向上させることができる。ここで、ノ
ジュラ−コロ−ジョンとは、白色の斑点状の腐食であ
り、従来の核燃料被覆管においては、特に核燃料被覆管
の下部に発生する。
中、被覆管本体に対しβ−急冷処理を施している。これ
は合金中の添加元素とジルコニウムによって形成される
析出物、例えばＺｒ（Ｃｒ，Ｆｅ）２やＺｒ２（Ｎｉ，
Ｆｅ）を均一微細に分布させるために行う処理である。
この処理を施すことにより、耐食性、特に耐ノジュラ−
コロ−ジョン性を向上させることができる。ここで、ノ
ジュラ−コロ−ジョンとは、白色の斑点状の腐食であ
り、従来の核燃料被覆管においては、特に核燃料被覆管
の下部に発生する。
【０００６】従来の核燃料被覆管においては、前述した
材料の使用や製造方法の採用により耐ノジュラ−コロ−
ジョン特性を向上できるとともに、現在の使用期限であ
る４年間において十分な耐食性を保持することが出来、
かつ強度も維持することが可能になる。
材料の使用や製造方法の採用により耐ノジュラ−コロ−
ジョン特性を向上できるとともに、現在の使用期限であ
る４年間において十分な耐食性を保持することが出来、
かつ強度も維持することが可能になる。
【０００７】しかしながら、現在、核廃棄物減量化や経
済性の観点から、核燃料被覆管の使用可能な期間をさら
に延長することが望まれている。核燃料被覆管を現行よ
り更に長期間使用する試験を行うと、核燃料被覆管の下
部に位置する被覆管本体と下部端栓との溶接部および熱
影響部近傍および被覆管本体に白色均一腐食が発生す
る。このような腐食による生成物は、経時的には被覆管
本体の表面に集積し、遂には表面から剥離する。この剥
離現象はブレイク・アウェイと呼ばれる。このブレイク
・アウェイが起こると、核燃料被覆管は水素吸収量の増
加に起因する脆化で強度が低下し、安全性が損なわれ
る。
済性の観点から、核燃料被覆管の使用可能な期間をさら
に延長することが望まれている。核燃料被覆管を現行よ
り更に長期間使用する試験を行うと、核燃料被覆管の下
部に位置する被覆管本体と下部端栓との溶接部および熱
影響部近傍および被覆管本体に白色均一腐食が発生す
る。このような腐食による生成物は、経時的には被覆管
本体の表面に集積し、遂には表面から剥離する。この剥
離現象はブレイク・アウェイと呼ばれる。このブレイク
・アウェイが起こると、核燃料被覆管は水素吸収量の増
加に起因する脆化で強度が低下し、安全性が損なわれ
る。
【０００８】
【本発明が解決しようとする課題】上述したように従来
の核燃料被覆管においては、被覆管本体と端栓との溶接
部および熱影響部近傍や被覆管本体に白色均一腐食が発
生し、長時間使用することができなかった。
の核燃料被覆管においては、被覆管本体と端栓との溶接
部および熱影響部近傍や被覆管本体に白色均一腐食が発
生し、長時間使用することができなかった。
【０００９】本発明は、被覆管本体と端栓との溶接部お
よび熱影響部近傍の白色均一腐食を抑制した長期間使用
可能な核燃料被覆管の提供しようとするものである。本
発明は、被覆管本体の白色均一腐食を抑制し、さらに寸
法精度を維持して安全性に優れ長期間使用可能な核燃料
被覆管の提供しようとするものである。
よび熱影響部近傍の白色均一腐食を抑制した長期間使用
可能な核燃料被覆管の提供しようとするものである。本
発明は、被覆管本体の白色均一腐食を抑制し、さらに寸
法精度を維持して安全性に優れ長期間使用可能な核燃料
被覆管の提供しようとするものである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】本発明に係わる核燃料被
覆管は、核燃料ペレットが装填されるジルコニウム合金
からなる被覆管本体と、この被覆管本体の端部を密閉す
るための端栓とを備え、前記被覆管本体と前記端栓とが
溶接により接続された核燃料被覆管において、前記被覆
管本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍の表面
層は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で
あり、かつ厚さが１〜１００μｍであることを特徴とす
るものである。
覆管は、核燃料ペレットが装填されるジルコニウム合金
からなる被覆管本体と、この被覆管本体の端部を密閉す
るための端栓とを備え、前記被覆管本体と前記端栓とが
溶接により接続された核燃料被覆管において、前記被覆
管本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍の表面
層は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で
あり、かつ厚さが１〜１００μｍであることを特徴とす
るものである。
【００１１】本発明に係わる別の核燃料被覆管は、ジル
コニウム合金からなる被覆管本体を有する核燃料被覆管
において、前記被覆管本体は、ジルコニウム合金の平均
結晶粒径が５〜１０μｍの基体と、この基体表面に位置
し、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、
厚さが１〜１００μｍの表面層とからなることを特徴と
するものである。
コニウム合金からなる被覆管本体を有する核燃料被覆管
において、前記被覆管本体は、ジルコニウム合金の平均
結晶粒径が５〜１０μｍの基体と、この基体表面に位置
し、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、
厚さが１〜１００μｍの表面層とからなることを特徴と
するものである。
【００１２】本発明に係わる核燃料被覆管の製造方法
は、核燃料ペレットが装填されるジルコニウム合金から
なる被覆管本体と、この本体の端部を密閉するための端
栓とを溶接する工程と、前記溶接部の結晶粒を微細化す
る工程とを具備したことを特徴とするものである。
は、核燃料ペレットが装填されるジルコニウム合金から
なる被覆管本体と、この本体の端部を密閉するための端
栓とを溶接する工程と、前記溶接部の結晶粒を微細化す
る工程とを具備したことを特徴とするものである。
【００１３】
【発明の実施の形態】以下、本発明に係わる核燃料被覆
管を図１を参照して詳細に説明する。図１は、核燃料被
覆管の縦方向の断面概略図である。被覆管本体１は、ジ
ルコニウム合金よりなり、内部に例えば、酸化ウラン、
または酸化プルトニウムからなる核燃料ペレット２が複
数個装填されている。上部端栓３と下部端栓４は、被覆
管本体１の端部にそれぞれ設けられ、前記本体１内部を
密閉している。前記核燃料ペレット２は、前記上部端栓
３に一端が当接したスプリング５により固定されてい
る。前記被覆管本体１と前記上部端栓３および前記被覆
管本体１と前記下部端栓４は、溶接により接続されてい
る。
管を図１を参照して詳細に説明する。図１は、核燃料被
覆管の縦方向の断面概略図である。被覆管本体１は、ジ
ルコニウム合金よりなり、内部に例えば、酸化ウラン、
または酸化プルトニウムからなる核燃料ペレット２が複
数個装填されている。上部端栓３と下部端栓４は、被覆
管本体１の端部にそれぞれ設けられ、前記本体１内部を
密閉している。前記核燃料ペレット２は、前記上部端栓
３に一端が当接したスプリング５により固定されてい
る。前記被覆管本体１と前記上部端栓３および前記被覆
管本体１と前記下部端栓４は、溶接により接続されてい
る。
【００１４】前記被覆管本体を構成するジルコニウム合
金としては、Ｚｒを主成分とする合金、例えば重量％で
Ｓｎ：１．０〜１．７％、Ｆｅ：０．０７〜０．２０
％、Ｃｒ：０．０５〜０．１５％、Ｎｉ：０．０３〜
０．０８％、残部Ｚｒの組成を有するジルカロイ−２、
もしくは重量％でＳｎ：１．０〜１．７％、Ｆｅ：０．
１８〜０．２４％、Ｃｒ：０．０５〜０．１５％、残部
Ｚｒの組成を有するジルカロイ−４、または前記ジルカ
ロイ−２またはジルカロイ−４に０．２％以上のＭｏお
よび０．１％以上のＮｂの少なくとも一種を合計量で
２．０％以下含有した合金、Ｚｒ−２．５％Ｎｂ系ジル
コニウム合金、Ｚｒ−１％Ｎｂ系ジルコニウム合金、或
いはオ−ゼナイト等のジルコニウム合金等が挙げられ
る。特に、ジルカロイ−２またはジルカロイ−４は、高
強度で耐食性に優れているため好ましい。
金としては、Ｚｒを主成分とする合金、例えば重量％で
Ｓｎ：１．０〜１．７％、Ｆｅ：０．０７〜０．２０
％、Ｃｒ：０．０５〜０．１５％、Ｎｉ：０．０３〜
０．０８％、残部Ｚｒの組成を有するジルカロイ−２、
もしくは重量％でＳｎ：１．０〜１．７％、Ｆｅ：０．
１８〜０．２４％、Ｃｒ：０．０５〜０．１５％、残部
Ｚｒの組成を有するジルカロイ−４、または前記ジルカ
ロイ−２またはジルカロイ−４に０．２％以上のＭｏお
よび０．１％以上のＮｂの少なくとも一種を合計量で
２．０％以下含有した合金、Ｚｒ−２．５％Ｎｂ系ジル
コニウム合金、Ｚｒ−１％Ｎｂ系ジルコニウム合金、或
いはオ−ゼナイト等のジルコニウム合金等が挙げられ
る。特に、ジルカロイ−２またはジルカロイ−４は、高
強度で耐食性に優れているため好ましい。
【００１５】前記端栓の材料としても、前述したジルコ
ニウム合金を用いることが好ましい。本発明に係わる核
燃料被覆管は、内面に純ジルコニウムからなるライナ−
層を有することを許容する。
ニウム合金を用いることが好ましい。本発明に係わる核
燃料被覆管は、内面に純ジルコニウムからなるライナ−
層を有することを許容する。
【００１６】前記被覆管本体１と前記上部端栓３，下部
端栓４との溶接部および熱影響部近傍の表面層は、ジル
コニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、かつ厚さ
が１〜１００μｍである。このような表面層のジルコニ
ウム合金の平均結晶粒径の微細化は、例えば前記溶接部
および熱影響部近傍に硬質の微粒子を噴射させるショッ
トピーニング法により結晶を乱し、その後非酸化性雰囲
気中でか熱処理することにより再結晶化させて小さな結
晶粒を生成する方法が採用される。この時の加熱処理
は、ジルコニウム合金の再結晶温度の±５０℃以内の温
度、１分〜１００時間程度行うことか好ましい。前記加
熱温度を高くし過ぎたり、その処理時間を長くすると、
再結晶化が進み過ぎて結晶粒の微細化が困難になる。一
方、前記加熱温度を低くくし過ぎたり、その処理時間を
短くし過ぎたりすると、再結晶が進まず、微細な結晶粒
が得られなくなるばかりか、応力が残留する恐れがあ
る。
端栓４との溶接部および熱影響部近傍の表面層は、ジル
コニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、かつ厚さ
が１〜１００μｍである。このような表面層のジルコニ
ウム合金の平均結晶粒径の微細化は、例えば前記溶接部
および熱影響部近傍に硬質の微粒子を噴射させるショッ
トピーニング法により結晶を乱し、その後非酸化性雰囲
気中でか熱処理することにより再結晶化させて小さな結
晶粒を生成する方法が採用される。この時の加熱処理
は、ジルコニウム合金の再結晶温度の±５０℃以内の温
度、１分〜１００時間程度行うことか好ましい。前記加
熱温度を高くし過ぎたり、その処理時間を長くすると、
再結晶化が進み過ぎて結晶粒の微細化が困難になる。一
方、前記加熱温度を低くくし過ぎたり、その処理時間を
短くし過ぎたりすると、再結晶が進まず、微細な結晶粒
が得られなくなるばかりか、応力が残留する恐れがあ
る。
【００１７】前記被覆管本体と前記端栓との溶接部およ
び熱影響部近傍の表面層は、溶接後の未処理状態ではジ
ルコニウム合金の平均結晶粒径が約５〜３０μｍであ
る。このような結晶粒径が粗い表面層を有する被覆管本
体は、長時間の使用により白色均一腐食が発生する。
び熱影響部近傍の表面層は、溶接後の未処理状態ではジ
ルコニウム合金の平均結晶粒径が約５〜３０μｍであ
る。このような結晶粒径が粗い表面層を有する被覆管本
体は、長時間の使用により白色均一腐食が発生する。
【００１８】本発明のように溶接部および熱影響部近傍
の表面層のジルコニウム合金の平均結晶粒径を２μｍ以
下にすることによって、被覆管本体の酸化腐食に対する
抵抗を高くすることができる。より好ましい溶接部およ
び熱影響部近傍の表面層のジルコニウム合金の平均結晶
粒径は、１μｍ以下である。このような溶接部および熱
影響部近傍の表面層を有する被覆管本体は、より長時間
の使用でも白色均一腐食の生成を抑制することが可能に
なる。なお、溶接部および熱影響部近傍の表面層におい
て、ジルコニウム合金の平均結晶粒径の下限値は実質的
に０．０１μｍとすればよい。現在の技術水準では０．
０１μｍより小さい平均結晶粒径を実現するのは困難で
ある。
の表面層のジルコニウム合金の平均結晶粒径を２μｍ以
下にすることによって、被覆管本体の酸化腐食に対する
抵抗を高くすることができる。より好ましい溶接部およ
び熱影響部近傍の表面層のジルコニウム合金の平均結晶
粒径は、１μｍ以下である。このような溶接部および熱
影響部近傍の表面層を有する被覆管本体は、より長時間
の使用でも白色均一腐食の生成を抑制することが可能に
なる。なお、溶接部および熱影響部近傍の表面層におい
て、ジルコニウム合金の平均結晶粒径の下限値は実質的
に０．０１μｍとすればよい。現在の技術水準では０．
０１μｍより小さい平均結晶粒径を実現するのは困難で
ある。
【００１９】前記溶接部および熱影響部近傍の表面層の
厚さは、１〜１００μｍである。前記表面層の厚さを１
μｍ未満にすると、酸化腐食に対する抵抗を持続させる
ことが困難になる。前記表面層の厚さが１００μｍを超
えると、被覆管本体部分の溶接部および熱影響部近傍に
おいて、内側の基体部分の厚さに比べて表面層の厚さが
相対的に増大して被覆管本体のクリ−プ伸びに影響を与
える恐れがある。より好ましい表面層の厚さは、２０〜
１００μｍである。
厚さは、１〜１００μｍである。前記表面層の厚さを１
μｍ未満にすると、酸化腐食に対する抵抗を持続させる
ことが困難になる。前記表面層の厚さが１００μｍを超
えると、被覆管本体部分の溶接部および熱影響部近傍に
おいて、内側の基体部分の厚さに比べて表面層の厚さが
相対的に増大して被覆管本体のクリ−プ伸びに影響を与
える恐れがある。より好ましい表面層の厚さは、２０〜
１００μｍである。
【００２０】以上説明した本発明によれば、前記被覆管
本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍の表面層
のジルコニウム合金の平均結晶粒径を、通常観察される
５〜３０μｍの平均粒径と比べ小さい値（２μｍ以下）
に抑制し、かつ前記表面層の厚さを１〜１００μｍにす
ることによって、白色均一腐食の発生を通常より長時間
側に遅延させることができる。
本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近傍の表面層
のジルコニウム合金の平均結晶粒径を、通常観察される
５〜３０μｍの平均粒径と比べ小さい値（２μｍ以下）
に抑制し、かつ前記表面層の厚さを１〜１００μｍにす
ることによって、白色均一腐食の発生を通常より長時間
側に遅延させることができる。
【００２１】次に、本発明に係わる別の核燃料被覆管を
詳細に説明する。この核燃料被覆管は、前述した図１に
示す構造において、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が
５〜１０μｍの基体と、この基体表面に位置し、ジルコ
ニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、厚さが１〜
１００μｍの表面層とからなる被覆管本体を備える。こ
のような表面層のジルコニウム合金の平均結晶粒径の微
細化は、例えば前記被覆管本体に硬質の微粒子を噴射さ
せるショットピーニング法により結晶を乱し、その後非
酸化性雰囲気中でか熱処理することにより再結晶化させ
て小さな結晶粒を生成する方法が採用される。この時の
加熱処理は、ジルコニウム合金の再結晶温度の±５０℃
以内の温度、１分〜１００時間程度行うことか好まし
い。前記加熱温度を高くし過ぎたり、その処理時間を長
くすると、再結晶化が進み過ぎて結晶粒の微細化が困難
になる。一方、前記加熱温度を低くくし過ぎたり、その
処理時間を短くし過ぎたりすると、再結晶が進まず、微
細な結晶粒が得られなくなるばかりか、応力が残留する
恐れがある。
詳細に説明する。この核燃料被覆管は、前述した図１に
示す構造において、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が
５〜１０μｍの基体と、この基体表面に位置し、ジルコ
ニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、厚さが１〜
１００μｍの表面層とからなる被覆管本体を備える。こ
のような表面層のジルコニウム合金の平均結晶粒径の微
細化は、例えば前記被覆管本体に硬質の微粒子を噴射さ
せるショットピーニング法により結晶を乱し、その後非
酸化性雰囲気中でか熱処理することにより再結晶化させ
て小さな結晶粒を生成する方法が採用される。この時の
加熱処理は、ジルコニウム合金の再結晶温度の±５０℃
以内の温度、１分〜１００時間程度行うことか好まし
い。前記加熱温度を高くし過ぎたり、その処理時間を長
くすると、再結晶化が進み過ぎて結晶粒の微細化が困難
になる。一方、前記加熱温度を低くくし過ぎたり、その
処理時間を短くし過ぎたりすると、再結晶が進まず、微
細な結晶粒が得られなくなるばかりか、応力が残留する
恐れがある。
【００２２】前記基体のジルコニウム合金の平均結晶粒
径を５μｍ未満にすると、クリ−プ強度が低下する傾向
を示し、更に、圧延、焼鈍の繰り返し数が増加し、核燃
料被覆管としての製造コストが上昇する。一方、前記基
体のジルコニウム合金の平均結晶粒径が１０μｍを超え
るとと、靭性が劣化し、核燃料被覆管としての信頼性が
維持できなくなる恐れがある。
径を５μｍ未満にすると、クリ−プ強度が低下する傾向
を示し、更に、圧延、焼鈍の繰り返し数が増加し、核燃
料被覆管としての製造コストが上昇する。一方、前記基
体のジルコニウム合金の平均結晶粒径が１０μｍを超え
るとと、靭性が劣化し、核燃料被覆管としての信頼性が
維持できなくなる恐れがある。
【００２３】前記被覆管本体の表面層は、通常、ジルコ
ニウム合金の平均結晶粒径が４〜５μｍである。このよ
うな結晶粒径が粗い表面層を有する被覆管本体は、長時
間の使用により白色均一腐食が発生する。
ニウム合金の平均結晶粒径が４〜５μｍである。このよ
うな結晶粒径が粗い表面層を有する被覆管本体は、長時
間の使用により白色均一腐食が発生する。
【００２４】本発明のように被覆管本体の表面層のジル
コニウム合金の平均結晶粒径を２μｍ以下にすることに
よって、被覆管本体の酸化腐食に対する抵抗を高くする
ことができる。より好ましい表面層の平均結晶粒径は、
１μｍ以下である。のような表面層を有する被覆管本体
は、より長時間の使用でも白色均一腐食の生成を抑制す
ることが可能になる。なお、表面層において、ジルコニ
ウム合金の平均結晶粒径の下限値は実質的に０．０１μ
ｍとすればよい。現在の技術水準では０．０１μｍより
小さい平均結晶粒径を実現するのは困難である。前記表
面層の厚さを１μｍ未満にすると、酸化腐食に対する抵
抗を持続させることが困難になる。前記表面層の厚さが
１００μｍを超えると、被覆管本体において、内側の基
体部分の厚さに比べて表面層の厚さが相対的に増大して
被覆管本体のクリ−プ伸びに影響を与える恐れがある。
より好ましい表面層の厚さは、７０〜１００μｍであ
る。
コニウム合金の平均結晶粒径を２μｍ以下にすることに
よって、被覆管本体の酸化腐食に対する抵抗を高くする
ことができる。より好ましい表面層の平均結晶粒径は、
１μｍ以下である。のような表面層を有する被覆管本体
は、より長時間の使用でも白色均一腐食の生成を抑制す
ることが可能になる。なお、表面層において、ジルコニ
ウム合金の平均結晶粒径の下限値は実質的に０．０１μ
ｍとすればよい。現在の技術水準では０．０１μｍより
小さい平均結晶粒径を実現するのは困難である。前記表
面層の厚さを１μｍ未満にすると、酸化腐食に対する抵
抗を持続させることが困難になる。前記表面層の厚さが
１００μｍを超えると、被覆管本体において、内側の基
体部分の厚さに比べて表面層の厚さが相対的に増大して
被覆管本体のクリ−プ伸びに影響を与える恐れがある。
より好ましい表面層の厚さは、７０〜１００μｍであ
る。
【００２５】以上説明した本発明に係わる別の核燃料被
覆管によれば、被覆管本体の白色均一腐食を抑制し、さ
らに寸法精度を維持して安全性に優れ長期間使用するこ
とができる。
覆管によれば、被覆管本体の白色均一腐食を抑制し、さ
らに寸法精度を維持して安全性に優れ長期間使用するこ
とができる。
【００２６】すなわち、被覆管本体におけるジルコニウ
ム合金の平均結晶粒径を、通常観察される４〜５μｍの
平均粒径と比べ小さい値（２μｍ以下）に抑制すること
によって、白色均一腐食の発生を通常より長時間側に遅
延させるできる。しかしながら、被覆管本体全体の平均
結晶粒径を２μｍ以下にすると、前記本体がクリ−プ伸
びが著しくなり、核燃料被覆管としての寸法精度が保て
なくなる。
ム合金の平均結晶粒径を、通常観察される４〜５μｍの
平均粒径と比べ小さい値（２μｍ以下）に抑制すること
によって、白色均一腐食の発生を通常より長時間側に遅
延させるできる。しかしながら、被覆管本体全体の平均
結晶粒径を２μｍ以下にすると、前記本体がクリ−プ伸
びが著しくなり、核燃料被覆管としての寸法精度が保て
なくなる。
【００２７】このようなことから、本発明は被覆管本体
の表面層におけるジルコニウム合金の平均結晶粒径を、
通常観察される４〜５μｍの平均粒径と比べ小さい値
（２μｍ以下）に抑制することによって、白色均一腐食
の発生を通常より長時間側に遅延させるできる。つま
り、被覆管本体の表面層に耐食性の機能を持たせる。一
方、被覆管本体の基体のジルコニウム合金の平均結晶粒
径を、５〜１０μｍのように通常観察される４〜５μｍ
の平均粒径に比べて大きい値にすることによって、クリ
ープ強度の弱い表面層が存在した状態で所定のクリ−プ
強度を維持させることが可能になる。
の表面層におけるジルコニウム合金の平均結晶粒径を、
通常観察される４〜５μｍの平均粒径と比べ小さい値
（２μｍ以下）に抑制することによって、白色均一腐食
の発生を通常より長時間側に遅延させるできる。つま
り、被覆管本体の表面層に耐食性の機能を持たせる。一
方、被覆管本体の基体のジルコニウム合金の平均結晶粒
径を、５〜１０μｍのように通常観察される４〜５μｍ
の平均粒径に比べて大きい値にすることによって、クリ
ープ強度の弱い表面層が存在した状態で所定のクリ−プ
強度を維持させることが可能になる。
【００２８】
【実施例】以下、本発明のより好ましい実施例を説明す
る。 （実施例１−３および比較例１−３）工業的に通常に施
工されている冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロ
イ−２から成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロ
イ−２からなる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接
部に平均粒径３μｍの鉄鋼からなる微粒子を噴射させる
ショットピ−ニングを行った後、５８０℃の温度で２時
間熱処理を施した。
る。 （実施例１−３および比較例１−３）工業的に通常に施
工されている冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロ
イ−２から成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロ
イ−２からなる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接
部に平均粒径３μｍの鉄鋼からなる微粒子を噴射させる
ショットピ−ニングを行った後、５８０℃の温度で２時
間熱処理を施した。
【００２９】前記被覆管本体の溶接部、およびショット
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭ（Scanning Electron Microscope）による断面
観察により観察した。その結果を下記表１に示す。
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭ（Scanning Electron Microscope）による断面
観察により観察した。その結果を下記表１に示す。
【００３０】（実施例２）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部に平均粒
径２μｍのジルコニアからなる微粒子を噴射させるショ
ットピ−ニングを行った後、６２０℃で２時間熱処理を
施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部に平均粒
径２μｍのジルコニアからなる微粒子を噴射させるショ
ットピ−ニングを行った後、６２０℃で２時間熱処理を
施した。
【００３１】前記被覆管本体の溶接部、およびショット
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下
記表１に示す。
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下
記表１に示す。
【００３２】（実施例３）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部の熱影響
部に平均粒径２μｍのニッケル基合金インコネル６００
からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニングを行っ
た後、６２０℃で２時間の熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部の熱影響
部に平均粒径２μｍのニッケル基合金インコネル６００
からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニングを行っ
た後、６２０℃で２時間の熱処理を施した。
【００３３】前記被覆管本体の熱影響部、およびショッ
トピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒
径をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を
下記表１に示す。
トピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒
径をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を
下記表１に示す。
【００３４】（比較例１）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部に平均粒
径３μｍ鉄鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−
ニングを行った後、７００℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部に平均粒
径３μｍ鉄鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−
ニングを行った後、７００℃で２時間熱処理を施した。
【００３５】前記被覆管本体の溶接部、およびショット
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下
記表１に示す。
ピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒径
をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下
記表１に示す。
【００３６】（比較例２）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部の熱影響
部に平均粒径０．５μｍのジルコニアからなる微粒子を
噴射させるショットピ−ニングを行った後、５９０℃２
時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。つづいて、前記溶接部の熱影響
部に平均粒径０．５μｍのジルコニアからなる微粒子を
噴射させるショットピ−ニングを行った後、５９０℃２
時間熱処理を施した。
【００３７】前記被覆管本体の熱影響部、およびショッ
トピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒
径をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を
下記表１に示す。
トピーニングと熱処理後の同溶接部表面層の平均結晶粒
径をＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を
下記表１に示す。
【００３８】（比較例３）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
成る肉厚９００μｍの被覆管本体とジルカロイ−２から
なる端栓とを溶接した。
【００３９】前記被覆管本体の溶接による熱影響部の平
均結晶粒径をＳＥＭによる断面観察により観察した。そ
の結果を下記表１に示す。得られた実施例１−３よび比
較例１−３の核燃料被覆管をそれぞれ高温高圧水蒸気試
験装置であるオ−トクレ−ブに装荷し、７７３Ｋ、１
０．３ＭＰａの条件で２０日間腐食試験した後、外観観
察により色を判定すると共に、ＳＥＭによる断面観察か
ら酸化被膜の厚さを求めた。その結果を下記表１に示
す。
均結晶粒径をＳＥＭによる断面観察により観察した。そ
の結果を下記表１に示す。得られた実施例１−３よび比
較例１−３の核燃料被覆管をそれぞれ高温高圧水蒸気試
験装置であるオ−トクレ−ブに装荷し、７７３Ｋ、１
０．３ＭＰａの条件で２０日間腐食試験した後、外観観
察により色を判定すると共に、ＳＥＭによる断面観察か
ら酸化被膜の厚さを求めた。その結果を下記表１に示
す。
【００４０】
【表１】
【００４１】前記表１から明らかなように実施例１−３
の核燃料被覆管は、それらの溶接部、熱影響部が比較例
１−３の核燃料被覆管の溶接部、熱影響部に比較して白
色均一腐食の抑制効果が高いことがわかる。
の核燃料被覆管は、それらの溶接部、熱影響部が比較例
１−３の核燃料被覆管の溶接部、熱影響部に比較して白
色均一腐食の抑制効果が高いことがわかる。
【００４２】（実施例４）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径２．５μｍ
の鉄鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニング
を行った後、５８０℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径２．５μｍ
の鉄鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニング
を行った後、５８０℃で２時間熱処理を施した。
【００４３】前記被覆管本体（基体）、およびショット
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
【００４４】（実施例５）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径５μｍの鉄
鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニングを行
った後、５６０℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径５μｍの鉄
鋼からなる微粒子を噴射させるショットピ−ニングを行
った後、５６０℃で２時間熱処理を施した。
【００４５】前記被覆管本体（基体）、およびショット
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
【００４６】（実施例６）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径１μｍのジ
ルコニアからなる微粒子を噴射させるショットピ−ニン
グを行った後、６１５℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径１μｍのジ
ルコニアからなる微粒子を噴射させるショットピ−ニン
グを行った後、６１５℃で２時間熱処理を施した。
【００４７】前記被覆管本体（基体）、およびショット
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
【００４８】（比較例４）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径０．５μｍ
のジルコニアからなる微粒子を噴射させるショットピ−
ニングを行った後、６１０℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径０．５μｍ
のジルコニアからなる微粒子を噴射させるショットピ−
ニングを行った後、６１０℃で２時間熱処理を施した。
【００４９】前記被覆管本体（基体）、およびショット
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
【００５０】（比較例５）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径１０μｍの
ニッケルからなる微粒子を噴射させるショットピ−ニン
グを行った後、５８０℃で２時間熱処理を施した。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体に平均粒径１０μｍの
ニッケルからなる微粒子を噴射させるショットピ−ニン
グを行った後、５８０℃で２時間熱処理を施した。
【００５１】前記被覆管本体（基体）、およびショット
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
ピーニングと熱処理後の表面層の平均結晶粒径をＳＥＭ
による断面観察により観察した。その結果を下記表２に
示す。
【００５２】（比較例６）工業的に通常に施工されてい
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体を得た。
る冷間加工と焼鈍の条件を調節し、ジルカロイ−２から
なる肉厚９００μｍの被覆管本体を得た。
【００５３】前記被覆管本体（基体）の平均結晶粒径を
ＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下記
表２に示す。得られた実施例４−６よび比較例４−６の
被覆管本体をそれぞれ高温高圧水蒸気試験装置であるオ
−トクレ−ブに装荷し、７７３Ｋ、１０．３ＭＰａの条
件で２０日間腐食試験した後、外観観察により色を判定
すると共に、ＳＥＭによる断面観察から酸化被膜の厚さ
を求めた。実施例４−６よび比較例４−６の被覆管本体
を、５６１Ｋにて、１００ＭＰａの引っ張り荷重の下、
１００日後のクリ−プ変形量を測定した。これらの結果
を下記表２に示す。
ＳＥＭによる断面観察により観察した。その結果を下記
表２に示す。得られた実施例４−６よび比較例４−６の
被覆管本体をそれぞれ高温高圧水蒸気試験装置であるオ
−トクレ−ブに装荷し、７７３Ｋ、１０．３ＭＰａの条
件で２０日間腐食試験した後、外観観察により色を判定
すると共に、ＳＥＭによる断面観察から酸化被膜の厚さ
を求めた。実施例４−６よび比較例４−６の被覆管本体
を、５６１Ｋにて、１００ＭＰａの引っ張り荷重の下、
１００日後のクリ−プ変形量を測定した。これらの結果
を下記表２に示す。
【００５４】
【表２】 前記表２から明らかなように実施例４−６の被覆管本体
は比較例４−６の被覆管本体に比較して白色均一腐食の
抑制効果が高いことがわかる。
は比較例４−６の被覆管本体に比較して白色均一腐食の
抑制効果が高いことがわかる。
【００５５】
【発明の効果】以上説明したように、本発明の核燃料被
覆管によれば、被覆管表面の結晶粒径に起因する白色均
一腐食が抑制でき、長期間に亘って安全に使用できる核
燃料被覆管を提供することができる。
覆管によれば、被覆管表面の結晶粒径に起因する白色均
一腐食が抑制でき、長期間に亘って安全に使用できる核
燃料被覆管を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係わる核燃料被覆管を示す断面概略
図。
図。
１…被覆管本体、 ２…核燃料ペレット、 ３…上部端栓、 ４…下部端栓、 ５…スプリング。
Claims (3)
- 【請求項１】 核燃料ペレットが装填されるジルコニウ
ム合金からなる被覆管本体と、この被覆管本体の端部を
密閉するための端栓とを備え、前記被覆管本体と前記端
栓とが溶接により接続された核燃料被覆管において、 前記被覆管本体と前記端栓との溶接部および熱影響部近
傍の表面層は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が２μ
ｍ以下であり、かつ厚さが１〜１００μｍであることを
特徴とする核燃料被覆管。 - 【請求項２】 ジルコニウム合金からなる被覆管本体を
有する核燃料被覆管において、 前記被覆管本体は、ジルコニウム合金の平均結晶粒径が
５〜１０μｍの基体と、この基体表面に位置し、ジルコ
ニウム合金の平均結晶粒径が２μｍ以下で、厚さが１〜
１００μｍの表面層とからなることを特徴とする核燃料
被覆管。 - 【請求項３】 核燃料ペレットが装填されるジルコニウ
ム合金からなる被覆管本体と、この本体の端部を密閉す
るための端栓とを溶接する工程と、 前記溶接部の結晶粒を微細化する工程とを具備したこと
を特徴とする核燃料被覆管の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9205835A JPH1152087A (ja) | 1997-07-31 | 1997-07-31 | 核燃料被覆管およびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9205835A JPH1152087A (ja) | 1997-07-31 | 1997-07-31 | 核燃料被覆管およびその製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1152087A true JPH1152087A (ja) | 1999-02-26 |
Family
ID=16513509
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9205835A Pending JPH1152087A (ja) | 1997-07-31 | 1997-07-31 | 核燃料被覆管およびその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1152087A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8989339B2 (en) | 2010-11-08 | 2015-03-24 | Hitachi, Ltd. | Zirconium alloy material |
| CN114944234A (zh) * | 2022-04-27 | 2022-08-26 | 中国原子能科学研究院 | 一种端塞包壳一体化环形燃料棒及燃料组件 |
-
1997
- 1997-07-31 JP JP9205835A patent/JPH1152087A/ja active Pending
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8989339B2 (en) | 2010-11-08 | 2015-03-24 | Hitachi, Ltd. | Zirconium alloy material |
| CN114944234A (zh) * | 2022-04-27 | 2022-08-26 | 中国原子能科学研究院 | 一种端塞包壳一体化环形燃料棒及燃料组件 |
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