JPS58136736A - 原子炉内用Ｎｉ基合金部材の製造方法 - Google Patents
原子炉内用Ｎｉ基合金部材の製造方法Info
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- JPS58136736A JPS58136736A JP57017447A JP1744782A JPS58136736A JP S58136736 A JPS58136736 A JP S58136736A JP 57017447 A JP57017447 A JP 57017447A JP 1744782 A JP1744782 A JP 1744782A JP S58136736 A JPS58136736 A JP S58136736A
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- 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
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- Heat Treatment Of Nonferrous Metals Or Alloys (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は沸騰水型又は加圧水型原子炉などの高温高圧水
環境下で使用するに好適な、応力腐食割れ（８ＣＣ）に
対する抵抗力が高いｔ Ｎ ’基合金製部材に関する。
環境下で使用するに好適な、応力腐食割れ（８ＣＣ）に
対する抵抗力が高いｔ Ｎ ’基合金製部材に関する。
従来、このような環境−Ｆで用いられる部材には、主に
高温強度が高いという理由から、析出強化型Ｎｉ基合金
であるインコネルＸ７５０（以下、Ｘ７５０合金という
）が採用されている。このＸ７５０合金は１５％＠度の
Ｃｒを含有し、一般には耐食性材料と与られている。し
かしＸ７５０合金は原子炉々水のような高温水環境下で
は水質条件によってＳＣＣが発生する可能性のあること
が本発明者らの研究によって判明した。すなわちＸ７５
０合金は引張応力が作用する状態で２９０Ｃ程度の高温
純水にさらされると粒界型ＳＣＣを生ずることがあり、
特にその応力が作用する表面に隙間が存在する場合はＳ
ＣＣが極めて生じやすくなることが判明した。
高温強度が高いという理由から、析出強化型Ｎｉ基合金
であるインコネルＸ７５０（以下、Ｘ７５０合金という
）が採用されている。このＸ７５０合金は１５％＠度の
Ｃｒを含有し、一般には耐食性材料と与られている。し
かしＸ７５０合金は原子炉々水のような高温水環境下で
は水質条件によってＳＣＣが発生する可能性のあること
が本発明者らの研究によって判明した。すなわちＸ７５
０合金は引張応力が作用する状態で２９０Ｃ程度の高温
純水にさらされると粒界型ＳＣＣを生ずることがあり、
特にその応力が作用する表面に隙間が存在する場合はＳ
ＣＣが極めて生じやすくなることが判明した。
耐熱容器熱交換器及び水蒸気発生装置の如き高温高圧−
ドで高純度の水にさらされ、これによる応力腐食割れ性
に優れたＮｉ基合金として、Ｕ３５Ｎ１９６５−６５３
６６５．Ｕ３５Ｎ１９６５−４５９１１０に述べられて
いる。これにはＩ Ｃｒ１４〜３５％。
ドで高純度の水にさらされ、これによる応力腐食割れ性
に優れたＮｉ基合金として、Ｕ３５Ｎ１９６５−６５３
６６５．Ｕ３５Ｎ１９６５−４５９１１０に述べられて
いる。これにはＩ Ｃｒ１４〜３５％。
ＦｅＯ〜２５％、ＴｉおよびＡｔの１橿または両方０．
５％未満、ＣＯ〜０．１５％、８１０〜１％。
５％未満、ＣＯ〜０．１５％、８１０〜１％。
Ｍ ＯＯ〜７．７％、 Ｔａ Ｑ 〜１．２％（Ｍ Ｏ
又はＩｌｌ ａが存在する場合ｉＣｒは２０％以下）を
會み、残部Ｎｉよりなる合金、及びとのＮｉ基合金の改
良として更にＣｒ２６〜３２％、 ＣＯ，１％以下。
又はＩｌｌ ａが存在する場合ｉＣｒは２０％以下）を
會み、残部Ｎｉよりなる合金、及びとのＮｉ基合金の改
良として更にＣｒ２６〜３２％、 ＣＯ，１％以下。
Ｔ１５％以下、Ａ４５％以下、Ｍｎ２％以下。
８１２５％以下、Ｎｉ５２〜６７％、残部Ｆ ６からな
る合金およびこれにＭＯ１０％以下、Ｎｂ６％以下、■
１０％以下、Ｗ１０％以下の少なくとも１種を含む合金
が示されている。
る合金およびこれにＭＯ１０％以下、Ｎｂ６％以下、■
１０％以下、Ｗ１０％以下の少なくとも１種を含む合金
が示されている。
しかし、これらの引例に示された合金は、隙間を形成し
て構成される前述あ“ような製品におりる耐隙間腐食割
れ性が十分でない。
て構成される前述あ“ような製品におりる耐隙間腐食割
れ性が十分でない。
本発明の目的は、高温水環境下においても、耐応力腐食
割れ性に優れたＮｉ基合金からなる部材を提供するにあ
る。
割れ性に優れたＮｉ基合金からなる部材を提供するにあ
る。
本発明者らはＮｉ基析出強化型合金について。
溶解、成形等の製造過程における難易度、および各種熱
処理後の金属組絨、耐高温水ＳＣＣ性並びに機械的特性
を詳細に検ｓ’ｔ ｔ、た結果、次のごとき知見を得た
。（１）１５％以上のＣｒと数パーセント以上のＭＯを
共存させると、時効硬化後の耐ＳＣＣ性、特に高温水隙
間部での耐ＳＣＣ性が著しく高くなるが、ＣｒおよびＭ
Ｏが多量になると、オースナイト基地が不安定となり機
械的性質および耐食性の上で有害な相の析出傾向が高く
なる。（２）ＮｂはＡｔやＴｉに比べて析出強化に対す
る効果が大きく、高い硬化能を得るにはＮｂ添加が必要
であるが、Ｎｂ単独では十分な強度を得るのが困難であ
る。（３）Ｎｂは５％を超えると製造過程や熱処理過程
で粗大な炭化物や金属間化合物が形成されて耐ＳＣＣ性
や機械的特性を阻害する。（４）冷間加工後、時効硬化
処理を行うと特性が向上する。
処理後の金属組絨、耐高温水ＳＣＣ性並びに機械的特性
を詳細に検ｓ’ｔ ｔ、た結果、次のごとき知見を得た
。（１）１５％以上のＣｒと数パーセント以上のＭＯを
共存させると、時効硬化後の耐ＳＣＣ性、特に高温水隙
間部での耐ＳＣＣ性が著しく高くなるが、ＣｒおよびＭ
Ｏが多量になると、オースナイト基地が不安定となり機
械的性質および耐食性の上で有害な相の析出傾向が高く
なる。（２）ＮｂはＡｔやＴｉに比べて析出強化に対す
る効果が大きく、高い硬化能を得るにはＮｂ添加が必要
であるが、Ｎｂ単独では十分な強度を得るのが困難であ
る。（３）Ｎｂは５％を超えると製造過程や熱処理過程
で粗大な炭化物や金属間化合物が形成されて耐ＳＣＣ性
や機械的特性を阻害する。（４）冷間加工後、時効硬化
処理を行うと特性が向上する。
本発明はこのような知見に基づいてなされたものであっ
て１重賞比でＣｒ１４〜３５％＋ Ｍ ０１〜８％、ｋ
ｔＯ，４〜２％、ＴｔＯ，７〜４．４％。
て１重賞比でＣｒ１４〜３５％＋ Ｍ ０１〜８％、ｋ
ｔＯ，４〜２％、ＴｔＯ，７〜４．４％。
Ｎ ｂ Ｏ，７〜４．５％、 Ｆ ｅ ４０％以下を會
み、Ａ ｚ−。
み、Ａ ｚ−。
≦５．５％の範囲内できまれ、残部は４０％以−トのＮ
Ｎである組成を有し冷間加工後、析出強化時効処理を施
されてなる高温水中での耐応力腐食割れ性に優れたＮｉ
基合金からなる部材である。
Ｎである組成を有し冷間加工後、析出強化時効処理を施
されてなる高温水中での耐応力腐食割れ性に優れたＮｉ
基合金からなる部材である。
以下各成分の添加および含有Ｉｌ阻定の理由について説
明する。
明する。
ＣｒはＭＯと共存して十分な耐ＳＣＣ性を得るために少
なくとも１５％必要であり、一方２５％を超えると熱間
加工性が損われ、またＴＣＰ相として知られているσ相
、μ相、１ＢＶｅｓ相などの有害相の生成によって冷間
加工性質および耐食性が低下する。Ｃｒは１７〜２３％
が好ましい。
なくとも１５％必要であり、一方２５％を超えると熱間
加工性が損われ、またＴＣＰ相として知られているσ相
、μ相、１ＢＶｅｓ相などの有害相の生成によって冷間
加工性質および耐食性が低下する。Ｃｒは１７〜２３％
が好ましい。
ＭＯはＣｒにより高められた耐食性を補充し、隙間部に
おける耐食性を向上させるが、その効果は１％以上で顕
著に現われる。しかしＭＯは８％を超えると、Ｃｒの場
合と同様、上記有害相の生成によって機械的性質および
耐食性が低下し、また加工性が損われるところから、１
〜８％とした。
おける耐食性を向上させるが、その効果は１％以上で顕
著に現われる。しかしＭＯは８％を超えると、Ｃｒの場
合と同様、上記有害相の生成によって機械的性質および
耐食性が低下し、また加工性が損われるところから、１
〜８％とした。
この中でも特に１．５−５％が好ましい。
１ｉ’ｅは通常の溶解で混入する童以上に添加すること
で、基地組織を安定化し１耐食性を向上できることが知
られた。しかしｐｅの含有量が多過ぎる場合、むしろＬ
Ｂｖｅｓ相など有害相を生せしめるためその上限は４０
％とした。この中でも特に５〜３０％が好ましい。
で、基地組織を安定化し１耐食性を向上できることが知
られた。しかしｐｅの含有量が多過ぎる場合、むしろＬ
Ｂｖｅｓ相など有害相を生せしめるためその上限は４０
％とした。この中でも特に５〜３０％が好ましい。
Ａｚ、ｌおよびＮｂはいずれもＮｉとの金属間化合物を
形成し析出強化にを与する。このうちＡｔおよびＴ１は
合金の脱酸素にも必要であるが。
形成し析出強化にを与する。このうちＡｔおよびＴ１は
合金の脱酸素にも必要であるが。
Ｎｂに比べて析出強化への寄与がやや小さい。析出強化
は主としてＮ１ａＸ型のガンマ−プライム（ｒ′）の析
出によりなされ、ｒ′中のＸがＡｔの場合に初期反応が
速やかに、かつ均一に生ずる。
は主としてＮ１ａＸ型のガンマ−プライム（ｒ′）の析
出によりなされ、ｒ′中のＸがＡｔの場合に初期反応が
速やかに、かつ均一に生ずる。
しかし析出強化はｒ′中のＡ４がＴｉまたはＮｂに置換
し、成長することにより顕著となる。そこでｒ′の初期
生成に必要なＡＡ、析出強化に必要なＴｉおよびＮｌ）
の各々の添加量を実験で検討した結果、明らかな時効硬
化能を与えるためには少なくとも０．４％以上のＡｔお
よび０．７％以上のＴＩの組合せが必要であり、Ａｔお
よびＴｉＯ量を増加させ、かつＮｂを添加することによ
り目的に応じたより高強度の合金が得られ、特に′ｖ１
の場合、鍛造時の割れを防止するために０．７％以」二
必要であることが判明した。反面、ＳＣＣ試験において
はＡｔおよびＴｉが多すぎる場合、耐ＳＣＣ性の低下が
認められたため、各々の上限をＡｔ２％およびＴ１３％
とする必要がある。またＮｂについては約５％を超える
と粗大な炭化物や金属間化合物の生成による機械的特性
の劣化や加工性の低下が生ずることがあるため、その上
限を４．５％とした。これらの中でも特に、Ａｔは０．
５〜１．５％、Ｔ１は０．７５〜２％およびＮｂは１〜
４％が好ましい。
し、成長することにより顕著となる。そこでｒ′の初期
生成に必要なＡＡ、析出強化に必要なＴｉおよびＮｌ）
の各々の添加量を実験で検討した結果、明らかな時効硬
化能を与えるためには少なくとも０．４％以上のＡｔお
よび０．７％以上のＴＩの組合せが必要であり、Ａｔお
よびＴｉＯ量を増加させ、かつＮｂを添加することによ
り目的に応じたより高強度の合金が得られ、特に′ｖ１
の場合、鍛造時の割れを防止するために０．７％以」二
必要であることが判明した。反面、ＳＣＣ試験において
はＡｔおよびＴｉが多すぎる場合、耐ＳＣＣ性の低下が
認められたため、各々の上限をＡｔ２％およびＴ１３％
とする必要がある。またＮｂについては約５％を超える
と粗大な炭化物や金属間化合物の生成による機械的特性
の劣化や加工性の低下が生ずることがあるため、その上
限を４．５％とした。これらの中でも特に、Ａｔは０．
５〜１．５％、Ｔ１は０．７５〜２％およびＮｂは１〜
４％が好ましい。
さらにｉ Ａｔ ＋ Ｔ ’およびＮｂは３．５％≦２
Ａｔいと、析出硬化が不十分であり、また５、５％を超
えるとオーステナイト基地が不安定となる。
Ａｔいと、析出硬化が不十分であり、また５、５％を超
えるとオーステナイト基地が不安定となる。
以上のような添加元素の役割から、各元素が最も効果的
に作用する点で好適な成分範囲は次の通りである。即ち
重蓋比でＣｒ１７〜２３％＋ Ｍ Ｏｌ、５〜５％１Ｆ
６５〜３０％、 Ａ ｔ Ｏ，４〜１．５％。
に作用する点で好適な成分範囲は次の通りである。即ち
重蓋比でＣｒ１７〜２３％＋ Ｍ Ｏｌ、５〜５％１Ｆ
６５〜３０％、 Ａ ｔ Ｏ，４〜１．５％。
Ｔ１０．７〜２％、Ｎｂ１〜４％（ただし３．５％≦不
純物を除きＮｉからなるオーステナイト合金である。
純物を除きＮｉからなるオーステナイト合金である。
Ｃは上記の不純物に入るが、耐食性および析出強化の妨
害元素であるのでその含有量を０．０８％以下とするこ
とが望ましい。Ｃは０．０２〜０．０６が好ましい。
害元素であるのでその含有量を０．０８％以下とするこ
とが望ましい。Ｃは０．０２〜０．０６が好ましい。
ＳｉおよびＭｎは脱酸および脱硫剤として添加されるが
、耐食性の低下を防止するにはそれぞれ１％以下の含有
量とすることが好適である。
、耐食性の低下を防止するにはそれぞれ１％以下の含有
量とすることが好適である。
ＰおよびＳは粒界への偏析を防止し、耐食性の低下を防
止するために０．０２以下が望ましい。
止するために０．０２以下が望ましい。
ＢおよびＺｒはそれぞれ高温強度改善および熱間加工性
改善の目的で微量添加すると有利であるが粒界の耐食性
を損わない程厩、即ち、それぞれ０．０２％以下、およ
び０．２％以下とすることが好ましい。なお原子炉部品
の場合、放射能低減の目的でＣＯおよびＴａの含有蓋を
極力低下させることが望ましい、このうちＣＯは０．２
％以下が望ましい。
改善の目的で微量添加すると有利であるが粒界の耐食性
を損わない程厩、即ち、それぞれ０．０２％以下、およ
び０．２％以下とすることが好ましい。なお原子炉部品
の場合、放射能低減の目的でＣＯおよびＴａの含有蓋を
極力低下させることが望ましい、このうちＣＯは０．２
％以下が望ましい。
なお、Ｆｅは、Ｃｒ 、ＭＯ、Ｔ’ｉおよびＮｂを合金
中に添加するのにこれらの歩留りを向上させるためにフ
ェロ合金によって行うのが打着しく、そのため４０％以
下の含有量となるように？Ａ整する。
中に添加するのにこれらの歩留りを向上させるためにフ
ェロ合金によって行うのが打着しく、そのため４０％以
下の含有量となるように？Ａ整する。
このような組成を有する本発明に係るＮｉ基合金は高温
水環境における優れた耐ＳＣＣ性とともにばね材等の高
強度材に適した時効硬化能を有すが行われる。冷間加工
前の固溶化処理温度は９２５〜１１５０Ｃが好ましく、
より好適な温度範囲はＮｂが２％以下の場合、１０２０
〜１１５０Ｃ，Ｎ ｂが２％を超える場合、９２５〜１
１００Ｃである。
水環境における優れた耐ＳＣＣ性とともにばね材等の高
強度材に適した時効硬化能を有すが行われる。冷間加工
前の固溶化処理温度は９２５〜１１５０Ｃが好ましく、
より好適な温度範囲はＮｂが２％以下の場合、１０２０
〜１１５０Ｃ，Ｎ ｂが２％を超える場合、９２５〜１
１００Ｃである。
（９）
一般に組織を均質化するには高温で固溶化処理すること
が好ましいが、Ｎｂを多量に含む場合は粒界の脆弱化−
や耐食性低下を防ぐために低目の固溶化処理温度が望ま
し２い。
が好ましいが、Ｎｂを多量に含む場合は粒界の脆弱化−
や耐食性低下を防ぐために低目の固溶化処理温度が望ま
し２い。
析出強化のための時効処理は、１回又は処理温度の異な
る温度で２回以上行うことが好ましい。
る温度で２回以上行うことが好ましい。
１回の処理の場合には、６２０〜７５０Ｃが好適である
。２回行う場せには、７２０〜８７０Ｃで最初の処理を
行い、次いで最初の温度より低い温度で６２０〜７５０
Ｃで行うのが、強度と４隙間１＾食割れ性の＾いものが
得られる。特に、１回の処理で前述の温度で行うのが好
ましい。
。２回行う場せには、７２０〜８７０Ｃで最初の処理を
行い、次いで最初の温度より低い温度で６２０〜７５０
Ｃで行うのが、強度と４隙間１＾食割れ性の＾いものが
得られる。特に、１回の処理で前述の温度で行うのが好
ましい。
しかして原子炉用のばねは、高い降伏強さが要求され、
０．２％耐力で約１００ Ｋ９／ｖａｎ１以上要求され
る場合がある。ばねに使用される本発明に係る部材は素
材を溶体化処理のまま又は溶体化処理後冷間塑性加工に
よって加工硬化させ、成形加工後に時効硬化処理が行わ
れて製造される。
０．２％耐力で約１００ Ｋ９／ｖａｎ１以上要求され
る場合がある。ばねに使用される本発明に係る部材は素
材を溶体化処理のまま又は溶体化処理後冷間塑性加工に
よって加工硬化させ、成形加工後に時効硬化処理が行わ
れて製造される。
このうち、特に板ばねの場合は、溶体化処理後、断面減
少率で１０〜７０％の冷間塑性加工を施し。
少率で１０〜７０％の冷間塑性加工を施し。
（１０）
次いでプレス等で成形加工し、時効処理後、表面仕上げ
加工される。
加工される。
またコイルばねの場合は、溶体化処理後、断面減少率２
０％以下の冷間線引加工を施し、又は溶体化処理のまま
で、成形加工によりコイリングした後、時効処理され、
次いで表面の仕上げ加工が施される。
０％以下の冷間線引加工を施し、又は溶体化処理のまま
で、成形加工によりコイリングした後、時効処理され、
次いで表面の仕上げ加工が施される。
本発明に係る部材は高温高圧水環境中で使用するに好適
であるが、これらの−例として、第１表に１本発明の部
材が採用される沸騰水型原子炉用炉内部品を示す。
であるが、これらの−例として、第１表に１本発明の部
材が採用される沸騰水型原子炉用炉内部品を示す。
またこれらの部品のうち、主なものについてその形状を
添付図面に示す。
添付図面に示す。
第１図は原子炉の炉心部４の断面図、第２図は第１図の
■に示す部分の核燃料来合体のタイグレート５とチャン
ネルボックス６との間に介在されるフィンガースプリン
グ７を示す断面図、第３図は第１図の■の部分の制御棒
駆動機構のグラファイトシール８をインデックスチュー
ブ９に固定するエクスパンションスプリング１０を示す
断面図、（１１） 第４図は第１図の■の部分のジェットポンプのエルボ管
１１を下に押えるためのアーム１２．１２’間にはシ渡
される押えビーム１３を示す斜視図、第５図は第１図の
■の部分の燃料集合体のガード１５にスプリング１４を
固定するキャップスクリュウ１６を示す断面図、第６図
はグラファイトシール１７をピストンチューブ１８に固
定するガータスプリング１９を示す斜視図および第７図
はガータスプリング１９の正面図である。
■に示す部分の核燃料来合体のタイグレート５とチャン
ネルボックス６との間に介在されるフィンガースプリン
グ７を示す断面図、第３図は第１図の■の部分の制御棒
駆動機構のグラファイトシール８をインデックスチュー
ブ９に固定するエクスパンションスプリング１０を示す
断面図、（１１） 第４図は第１図の■の部分のジェットポンプのエルボ管
１１を下に押えるためのアーム１２．１２’間にはシ渡
される押えビーム１３を示す斜視図、第５図は第１図の
■の部分の燃料集合体のガード１５にスプリング１４を
固定するキャップスクリュウ１６を示す断面図、第６図
はグラファイトシール１７をピストンチューブ１８に固
定するガータスプリング１９を示す斜視図および第７図
はガータスプリング１９の正面図である。
（１２）
実施例１
第２表は代表的な本発明に係るばねの素材及び比較材の
化学成分を示す。比較材りはインコネルＸ７５０に、ま
た比較材Ｅはインコネル７１８にそれぞれ相当する。高
温水中での耐ＳＣＣ性は隙間定歪ＳＣＣ試験により評価
した。この方法は、板厚２順、板巾１０ｏ＋の短冊状試
験片をステンレス［Ｊ曲げホルダーにはさんで締めつけ
ることにより半径１００ ｒｔａａの均−曲は変形を与
えるとともに、その引張応力側表面には予め試験片とホ
ルダ／１１Ｓ −の間に挿入しておいたグラファイトウールを圧縮する
ことにより均一な隙間を形成させた状態でＡｔ！水中に
浸漬する。２８８Ｃで８ｐｐｍの溶存酸素を含む再生循
環純水中に５００時間浸漬後。
化学成分を示す。比較材りはインコネルＸ７５０に、ま
た比較材Ｅはインコネル７１８にそれぞれ相当する。高
温水中での耐ＳＣＣ性は隙間定歪ＳＣＣ試験により評価
した。この方法は、板厚２順、板巾１０ｏ＋の短冊状試
験片をステンレス［Ｊ曲げホルダーにはさんで締めつけ
ることにより半径１００ ｒｔａａの均−曲は変形を与
えるとともに、その引張応力側表面には予め試験片とホ
ルダ／１１Ｓ −の間に挿入しておいたグラファイトウールを圧縮する
ことにより均一な隙間を形成させた状態でＡｔ！水中に
浸漬する。２８８Ｃで８ｐｐｍの溶存酸素を含む再生循
環純水中に５００時間浸漬後。
試験片をとシ出し５割れ発生状態を調べるという方法で
ある。
ある。
第３表は各種条件のばね材の室温における０、２％耐力
および前記隙間定歪ＳＣＣ試験結果紫示す。
および前記隙間定歪ＳＣＣ試験結果紫示す。
ＳＣＣ試験は各条件ごとに１０個の試験について実施し
１割れを生じた試験片数を第３表に示した。
１割れを生じた試験片数を第３表に示した。
本発明の条件で製作したばね材はいずれも隙間８ＣＣに
対する抵抗力が十分高く、かっばね強度の目安とした耐
力も１００ Ｋｔｉ ／ｗｘ ”以上で、耐ＳＣＣ性の
高い原子炉用ばねとして好適である。
対する抵抗力が十分高く、かっばね強度の目安とした耐
力も１００ Ｋｔｉ ／ｗｘ ”以上で、耐ＳＣＣ性の
高い原子炉用ばねとして好適である。
これに対して比較条件として示したもののうち、素材Ａ
で冷間加工度が０及び８％の材料は耐ＳＣＣ性が良好で
ある一方１強度が明らかに不足している。また素材り及
びＥの場合はいずれもＳＣＣを生じている試験片があり
、これらの素材は不適当である。
で冷間加工度が０及び８％の材料は耐ＳＣＣ性が良好で
ある一方１強度が明らかに不足している。また素材り及
びＥの場合はいずれもＳＣＣを生じている試験片があり
、これらの素材は不適当である。
（１４）
実施例２
第２表に示した素材を用いてコイルばねを製作し、高温
水中での耐隙間ＳＣＣ性を評価した。ばねは第８図に示
したように、自然長から２５％引伸ばした状態で固定し
、グラファイトウールを介してステンレス鋼製ホルダー
で両側からはさみつけることにより隙間条件を与えて前
記と同様の篩温純水に１０００時間浸漬した。第４表に
この試験の結果を示す。本発明のばねは素制、製造工程
人ひばね形状によらず、いずれもＳ ＣＣを生じないの
に対して、比較条件のばねはＳ ＣＣによる破断、ある
いは割れ発生が認められた。
水中での耐隙間ＳＣＣ性を評価した。ばねは第８図に示
したように、自然長から２５％引伸ばした状態で固定し
、グラファイトウールを介してステンレス鋼製ホルダー
で両側からはさみつけることにより隙間条件を与えて前
記と同様の篩温純水に１０００時間浸漬した。第４表に
この試験の結果を示す。本発明のばねは素制、製造工程
人ひばね形状によらず、いずれもＳ ＣＣを生じないの
に対して、比較条件のばねはＳ ＣＣによる破断、ある
いは割れ発生が認められた。
（１５）
第３表
※冷間圧延前に素材Ａ〜Ｄは１０６０Ｃで、素材Ｅは９
５０Ｃで固溶化処理を施した。
５０Ｃで固溶化処理を施した。
（１６）
第 ４ 表
以上の通り本発明のＮｉ基合金製部材は、畠温水中での
耐応力腐食割れ性に優れる。
耐応力腐食割れ性に優れる。
（１７）
第１図は、ＩＷｉ騰水減水型原子炉心部の断面図、第２
図はタイプレート、チャンネルボックスおよびフィンガ
ースプリフグの断面図、第３図はグラファイトシール、
インデックスチューブおよびエクスパンションスプリン
グの断面図、第４図はエルボ管、アームおよび押えビー
ムの斜視図１第５図はガード、スプリング、お゛よびキ
ャップスクリュウノ断面図、第６図はグラファイトシー
ル、ピストンチューブおよびガータスプリングの斜視図
、第７図はガータスプリングの正面図、第８図はコイル
ばねの隙間ＳＣＣ試験法の説明図である。 ２１・・・ステンレス製ホルダー、２２・・・はね試験
体、２３・・・グラファイトウール、２４・・・締めつ
け用ボルトナツト。 （１８） 英２Ｚ 第３図 第４図 茗、５′図 ２１０− 第１頁の続き ・７１出 願 人 日立金属株式会社 東京都千代田区丸の内２丁目１ 番２号 ２１１−
図はタイプレート、チャンネルボックスおよびフィンガ
ースプリフグの断面図、第３図はグラファイトシール、
インデックスチューブおよびエクスパンションスプリン
グの断面図、第４図はエルボ管、アームおよび押えビー
ムの斜視図１第５図はガード、スプリング、お゛よびキ
ャップスクリュウノ断面図、第６図はグラファイトシー
ル、ピストンチューブおよびガータスプリングの斜視図
、第７図はガータスプリングの正面図、第８図はコイル
ばねの隙間ＳＣＣ試験法の説明図である。 ２１・・・ステンレス製ホルダー、２２・・・はね試験
体、２３・・・グラファイトウール、２４・・・締めつ
け用ボルトナツト。 （１８） 英２Ｚ 第３図 第４図 茗、５′図 ２１０− 第１頁の続き ・７１出 願 人 日立金属株式会社 東京都千代田区丸の内２丁目１ 番２号 ２１１−
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、 重量比でＣｒ１５〜２５％、ＭＯ１〜８％。 Ａ ｔ ０．４〜２％＋ Ｔ ’ ｏ、 ７〜３％、
Ｎ ｂ Ｏ，７へ・４．５％、Ｆｅ４０％以下を含み、
ｈｔ、ｌ及び範囲内で含まれ、残部は４０％以上のＨ４
である組成を有し、冷間加工後、析出強化時効処理を施
されてなる、高温水中での耐応力腐食割れ性に優れたＮ
ｉ基合金製部材。 ２、前記部材は原子炉用板はねである特許請求の範囲第
１項記載の部材。 ３、冷間加工における断面減少率は１０〜７０％である
特許請求の範囲第２項記載の部拐。 ４、 前記部材は原子炉用コイルばねである特許請求の
範囲第１項記載の部材。 ５、冷間加工における断面減少率は２０％以下である特
許請求の範囲第４項記載の部材。 ６、冷間加工の手段はコイリング加工である特許請求の
範囲第４項又は第５項記載の部材。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57017447A JPS58136736A (ja) | 1982-02-08 | 1982-02-08 | 原子炉内用Ｎｉ基合金部材の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57017447A JPS58136736A (ja) | 1982-02-08 | 1982-02-08 | 原子炉内用Ｎｉ基合金部材の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58136736A true JPS58136736A (ja) | 1983-08-13 |
| JPH0327626B2 JPH0327626B2 (ja) | 1991-04-16 |
Family
ID=11944273
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57017447A Granted JPS58136736A (ja) | 1982-02-08 | 1982-02-08 | 原子炉内用Ｎｉ基合金部材の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58136736A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61143567A (ja) * | 1984-12-14 | 1986-07-01 | Toshiba Corp | 高温バネの製造方法 |
| JPS61153254A (ja) * | 1984-12-27 | 1986-07-11 | Toshiba Corp | ニツケル基合金およびその製造方法 |
| EP1154027A4 (en) * | 1999-01-28 | 2003-01-02 | Sumitomo Electric Industries | HEAT-RESISTANT ALLOY WIRE |
| US9863019B2 (en) | 2014-09-04 | 2018-01-09 | Hitachi Metals, Ltd. | High-strength Ni-base alloy |
Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5585647A (en) * | 1978-06-22 | 1980-06-27 | Westinghouse Electric Corp | Nickel matrix alloy |
| JPS57101634A (en) * | 1980-12-12 | 1982-06-24 | Hitachi Ltd | Ni base alloy with superior stress corrosion resisting property and manufacture thereof |
| JPS57120646A (en) * | 1981-01-16 | 1982-07-27 | Toshiba Corp | Nickel superalloy |
| JPS57123948A (en) * | 1980-12-24 | 1982-08-02 | Hitachi Ltd | Austenite alloy with stress corrosion cracking resistance |
| JPS57203740A (en) * | 1981-06-11 | 1982-12-14 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Precipitation hardening alloy of high stress corrosion cracking resistance for high strength oil well pipe |
-
1982
- 1982-02-08 JP JP57017447A patent/JPS58136736A/ja active Granted
Patent Citations (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5585647A (en) * | 1978-06-22 | 1980-06-27 | Westinghouse Electric Corp | Nickel matrix alloy |
| JPS57101634A (en) * | 1980-12-12 | 1982-06-24 | Hitachi Ltd | Ni base alloy with superior stress corrosion resisting property and manufacture thereof |
| JPS57123948A (en) * | 1980-12-24 | 1982-08-02 | Hitachi Ltd | Austenite alloy with stress corrosion cracking resistance |
| JPS57120646A (en) * | 1981-01-16 | 1982-07-27 | Toshiba Corp | Nickel superalloy |
| JPS57203740A (en) * | 1981-06-11 | 1982-12-14 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Precipitation hardening alloy of high stress corrosion cracking resistance for high strength oil well pipe |
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|---|---|---|---|---|
| JPS61143567A (ja) * | 1984-12-14 | 1986-07-01 | Toshiba Corp | 高温バネの製造方法 |
| JPS61153254A (ja) * | 1984-12-27 | 1986-07-11 | Toshiba Corp | ニツケル基合金およびその製造方法 |
| EP1154027A4 (en) * | 1999-01-28 | 2003-01-02 | Sumitomo Electric Industries | HEAT-RESISTANT ALLOY WIRE |
| US9863019B2 (en) | 2014-09-04 | 2018-01-09 | Hitachi Metals, Ltd. | High-strength Ni-base alloy |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0327626B2 (ja) | 1991-04-16 |
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