JPS5935814A - 優れた品質を有するジルコニウム合金被覆管の製造方法 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 擁Ｌ　２ ラム合金管（以下ジルカロイ管という）の製造方法に係
り、特に圧延管における水素化物の析出方向を円周方向
に制御することができると共に、圧延管の内面に焼付き
による摺り傷等のない高品質のジルカロイ等を得るだめ
の方法に関する。

核燃料被覆管として広くジルカロイ管が用イラれている
ことはつとに周知である。このジルカロイ’Ｉｆはコー
ルドピルガ−ミルによる圧延工程を経て製造されている
。

第１図はピルガ−ミルによるジルカロイ管の圧延工程の
主要部概略を現わし、図中［１）　（２＋は各カム状の
変形加工面を有する上下一対のロールダイス、（３）は
マンドレル（４）の挿通を介しダイス（１）　（２１間
で圧延さねる母管を示す。すなわち、この種ミルによる
管圧延方法は、母管（３）を一定角度ずつ回転し乍ら一
定量回転するダイス（１）　（２）間に送シ込んで圧延
し、ダイス（１）（２）と母管（３）との図示の如き軸
方向の間欠相対往復動作により連続的に管径と肉厚の減
少された圧延管（５）を圧延して行く。

ところで、上記ピルガ−ミルにより製造される陥　３ ジルカロイ管には次のような２つの問題がある。

その一つは水素吸収の問題であって、特に原子炉用被覆
管ではジルコニウムと冷却水との反応で発生した水素の
一部を吸収し、脆いジルコニウム水素化物として材質中
に析出することである。これについて詳しく説明すると
、重要なことは析出する水素化物の板状晶の長さの方向
性である。すなわち、被覆管は円周方向に応力がかかる
使用状態におかれるため、水素化物が管の円周方向に析
出しているときは左程その延性が損われることはないが
、一方管の半径方向つまシ応力と直交する方向に析出し
ているときは被覆管は著しく脆弱なものとなる。

ところで、従来からジルカロイ管における水素化物の析
出方向がその製造条件、特に最終圧延工程における肉厚
方向と径加工の比に依存することが定性的に知られてい
る。しかしそれはあくまでも抽象的な認識水準にすぎず
、ピルガ−ミルによる製造条件に具体的に反映できる因
果関係については不明である。

従って、ジルカロイ被覆管の製造技術として、その最終
加工工程に当るピルガ−圧延工程で水素化物の析出方向
性を自在にコントロールすることができる加工手段を確
立するのが技術的課題とされる。

今一つの問題は、一般にコールドピルガ−ミルによる薄
肉管の圧延では圧延管内面に焼付きによる摺り傷等を発
生し易いことであって、かかる焼付き摩擦現象を起こす
とマンドレル等の工具の損傷を招くことになるばかりで
なく、特に管内面性状に優秀なものが要求される原子炉
用被覆管の用途には使用に耐えないものとなる。

これについて詳しく説明すると、従来圧延管内面に発生
する焼付きは負荷、即ち、ロールダイスの往動時におけ
る加工中の負荷が大きく潤滑が不充分なときに発生する
と考えられていた。従って、従来においては、管内面焼
付き防止対策として潤滑剤を改善することが重要とされ
ていた。

しかるに、潤滑剤を改善すると確かに管内面焼付き防止
の１助となるが、例えば高粘度潤滑剤を陽５ 用いるとその除去が非常に困難となり、場合によっては
管内面に肌荒れを生じるという問題がある。

また管内面焼付きが加工中（負荷時）に生じるのであれ
ば、軽加工したシ圧延速度を低下すればよいが、これで
は生産性が大幅に低下し、実操業と相客れない。更に焼
付き発生部分を研削等で除去することも採用されている
が、これでは管寸法精度や材料歩留シの点で問題が残る
し、加工中焼付きが累積すると摺シ傷の発生を避けるこ
とができｆ、場合によってはマンドレル、マンドレルロ
ッドに異常な張力が発生してその連結部等の折損、切断
等の事故を発生することがある。

その他、管内面焼付き防止対策として、マンドレルのテ
ーパー角を大きくすることも知られているが、この場合
では管材寸法精度に悪影響を与えることから望ましくな
い。

このように従来では、ピルカ゛−圧延における管内面の
焼付き現象を防止するだめの有効な対策手段は見当らな
い。これは本質的にはそのような現象の発生原因が殆ん
ど解明されていないことに起Ｑ６ 因するものである。従って、ジルカロイ被覆管の製造技
術として、ピルガ−ミルにより圧延される管内面に焼付
きによる摺シ傷等のない健全なものを確実に得ることが
できる加工手段を確立することも大きな技術的課題とさ
れる〇 本発明はかかる技術的背景に鑑み、ピルガ−ミルによる
ジルカロイ管について、その機械的性質特に延性を確保
し被覆管としての耐用性、安全性を向上する目的から、
定量的かつ一定の確実性をもって析出水素化物の方向を
管の円周方向に指向せしめることができ、かつ又管内面
に傷の無い健全々圧延管を得ることができる製造方法を
提供せんとするものである。

すなわち、本発明では後に明らかとされる如く、圧延管
の水素化物方向性並びに圧延管とマンドレルの双方の弾
性回復量のいずれとも定量的に関係　　　□づけられる
加工パラメータｑＴを新たに定義導入し、このｑＴ値と
水素化物方向性並びに焼付現象との間の一定の相関関係
から定まる目的条件によυ、加工領域において次の条件
を満足すべくピルガ−圧Ｎｏ、　　’７ 延を実施することを特徴とするものである。

１．８≦Ｑ、≦−５−＋２．９ １ 但し、ｔｉｚ管肉厚、　Ｄｌ；管外径 なお、このＱＩ値の童義については後に詳述される０ 以下本発明について詳説する。そこでまず、管の水素化
物析出方向を所望方向に制御するための製造条件につい
て述べて行く。

前述のようにジルカロイ管の機械的性質特に延性に大き
な影響を与える水素化物の方向性については、次のパラ
メータＦｎ値によって定量的に評価することができる。

すなわち、ジルカロイ管に水素を富化し、水素化物を析
出させてその方向を測定することによシ求められる水素
化物方向性パラメータＦｎ値は、次の如く定義される。

＊Ｊ工Ｓ　Ｈ４７５１（１９ａｘ　） 上記定義から明らかなように、Ｆｎ値は０から１壕での
範囲で与えられ、１に近い大きな値を示すとき程半径方
向に析出した水素化物の比率が大きく、逆に０に近い小
さな値を示すとき程円周方向に析出した水素化物の比率
が大きいことを意味している。

一方、先にも述べた如くジルカロイ管のピルガ−圧延に
おける肉厚方向と径加工の比が水素化物の方向性制御に
重要な因子として定性的に知られている。当該技術分野
では、従来から一般に管を加工するときの管径減少と肉
厚減少の割合を加工モードと呼称している。そして、こ
れを表わすパラメータとして、Ｑ＝（肉厚減少率）／（
管径減少率）が使用されている。またパラメータＱ値を
修正するものとして、パラメータＱ６値を使用すること
も提唱されている。

今加工パラメータＱ、Ｑ、についての定ｍを掲げると次
の通りである。

Ｑ＝φｔ／舶　山・・・・・・・・・・・・・　　　　
　　［１）Ｑ９ φｔ：肉厚減少率−、Ｘ　１００（％）φＤ＝外径減少
率　　。　Ｘ　１００（％）Ｑｔ＝／ｎ（ｔＡ）／ｆｎ
（Ｑ１５）　　・”−”・・・・・ｆ２１ここに、Ｔ、
ｔ：　　母管および圧延管の肉厚り、　ｄ　：　　母管
および圧延管の外径δ、Ｊ・　母管および圧延管の平均
径 （以上第２図診照） 上記ｆｌ）、（２１式から理解されるように、パラメー
タＱは肉厚の公称歪と外径の公称歪の比から定義される
ものであシ、一方Ｃ１ｇは肉厚と平均径の真否の比で定
義されるものである。従って、Ｑ６の方が定量的パラメ
ータとしてケ適したものである。

しかし乍ら、上記加工パラメータＱおよびＱ６のいずれ
も水素化物の方向性パラメータｉｉ’ｎ値と定量的に結
びつけることは適当ではない。すなわち、上記Ｑおよび
（１，値はいずれにしても母管寸法と圧延寸法により定
義されるもので、歪の経路（工具形状）の影響を無視し
ているためである。

この理由について詳述する。第２図に示すよう１も１０ に、ピルガ−圧延では母管内径とマンドレルの間にクリ
アランスが必要であることから、管の圧延は大別して次
の２ステツプで加工されて行く。つまシロ中ｘ−ｘ’の
領域では、マンドレルと管との接触は無く管の外径絞わ
のみが行われる。従って、この間では（肉歪）／（逆歪
）はゼロとなる。一方図中Ｘ’−Ｙの領域では、管の肉
厚と外径が同時に減少する。今Ｘ’−Ｙの間での歪比を
一定に与え、圧延途中位置と微小歪比の関係を示すと第
３図の如く現わされる。このときＸ’−Ｙ間の歪比は母
管とマンドレルとのクリアランス量と共に増加する。

ところで、ｐ’ｎ値を支配するのは後に明らかにされる
ようにＸ　−Ｘ’間の加工ではなく、！’−Ｙ間の加工
である。この点、既知の加工パラメータＱ、Ｑ。

ではいずれもＸ’−Ｙ間の歪比を正しく反映していない
。換言すれば、水素化物の方向性パラメータＦｎはバス
スケジュールでなく、工具形状に支配されるものである
からである。

そこで本発明者は、かかる矛盾を解消しピルガ−圧延の
加工領域における全経路を正当に評価すＮｏｎ ることかできるものとして、新たに次の如く定義される
加工パラメータＱＩを導入した。

− Ｑ、　−ｉｎ　（ｔ／／Ｔ’）／７？ｎ　（ｄ／Ｉ５’
）　＝・−・・・・・・・−＋３＋ここに、ＤｌとＴ１
は第２図のＸ１点における平均径と肉厚を示す。即ち、 ＴＩ、圧延途中で肉厚加工が開始される位置での母管肉
厚 Ｄ：圧延途中で肉厚加工が開始される 位置での母管平均径 しかして、本発明はこのＱＩ値とＦｎ値との相関関係に
もとづき、ジルカロイ管における水素化物の析出方向性
をコントロールするものである。

そこで加工履歴と水素化物の方向性との因果関係を明ら
かにする。第４図はＦｎ値に与える歪の経路の影響を調
べるために、同一素材から異なる３つの歪の経路を経て
同一寸法に冷間加工された材料の水素化物の方向性を調
査したものである（別紙に添付する参考写真Ｉは、この
加工の経路に対応して素材及び各工程での材料の組織断
面図を示している）０ この試験結果から明らかなように、圧縮加工されたジル
カロイでは、水素化物はその圧縮方向に垂直に析出する
。即ち、■、■のものでは、（１１工程）、（Ｃｘ工程
）の各圧縮方向に垂直に水素化物は並んでいる。次に又
、θ、■、ｅで得られる材料の水素化物の析出方向は全
く異なることが看取される。そしてｏ、ｅのものについ
ては、その水素化物の析出方向は各々（Ａ２工程）、（
Ｃ２工程）の圧縮方向に垂直に並んでおり、（Ａｚ工程
）、（Ｃ１工程）とは細関係である。

以上のような事実から次の結論を導くことができる。

（１）同一寸法を与える加工工程によっても、歪の経路
が異なると水素化物の析出方向は別異なものとなる。

（１１）水素化物の析出方向は、より後の歪のパターン
に支配される。

上記結論をジルカロイ被覆管のピルガ−圧延に適用する
と、水素化物の方向性は第２図におけるｏ１３ Ｘ−Ｙ加工領域での歪のパターン（Ｑ値やＱｇ値）では
な（、ｘ’−ｙ加工領域での歪のパターン（Ｑ″：値）
に支配されると考えるのが妥当である（但しＸ’−Ｙ間
での微少の歪比を一定とする）。

以上のことから、ジルカロイ管の水素化物方向性パラメ
ータＦｎと定量的に関係づけられる加工パラメータとし
て、既知のＱやＣ６に比較してＱ″：が適したものであ
ることが判る。

次にＱＩとＦ’ｎ値との具体的な相関関係を明らかにす
る。下記表１は各種工程でピルガ−圧延したジルカロイ
管に水素富化を行い、そのＦｎ値を実測してＱ、　（参
考のためＱ、Ｑ、を併記）との関係を示したものである
。

以下凍菜 陽１４ なお、表１中の管名称（５）と（６）および管名称（７
）と（８）は、各々同一寸法工程に対し２種類のマンド
レルを使用して圧延したもので、この場合ＱとＱ６は各
々同一の値を示すのに対し、Ｑ６は異なる値を示す。ま
た表１の結果から、Ｆｎ値はＱＩによく対応するのに対
し、ＱやＱ、には対応しないことが裏付けられる（特に
管名称（５）と（６）、管名称（７）と（８）の比較に
よる）。

第５図は上記表１の結果を図示するものであって、この
図からＱＩＴとＦｎ値との間に一定の相関関係があるこ
と、またＦｎ値の増加傾向にはｑＨ値に対応して一定の
臨界点が存在することが理解される。

することが判る。従って、Ｑ′：≧１．８を満足する圧
延条件の下ではジルカロイ管にある一定値以下の低いＦ
ｎ値を有するものが得られ、しかもそれが第５図から明
らかなように少なくともＦｎ（０，２の満足すべき範囲
にあることが理解される。

以上の事実から、第１の結論として、被覆管として望ま
しい水素化物の方向性を有するものを得るためには、Ｑ
Ｉ≧１．８を満足することが必要十分条件であることが
判る。換言すれば、ジルカロイ管のピルガ−圧延にさい
し、この条件を満足するように工具設計すれば、その圧
延管には必ず所望の水素化物の方向性を有したものが得
られる。

次に管内面の焼付現象を防止するための製造条件につい
て説明して行く〇 そこでまず、本発明者は焼付現象の発生原因を解明すべ
く種々実験、検討を重ねた結果、管内面の焼付きは負荷
時でなく、本質的には母管送り時の管内面とマンドレル
の間のフリクションに基因することを知見した。

しかして、管内面の焼付き、摺り傷等の発生原因が、ロ
ールダイスが除荷されて母管を送込むときの圧延管とマ
ンドレルとのフリクションに基因するものであれば、そ
のフリクションを小さくすることが管内面の焼付き等の
防止に有効となることが明らかである。

しかし乍ら、除荷時において圧延管及びマント画工ル ルは共に弾性回復することに注意しなければならない。

すなわち、除荷時の圧延管内径がマンドレル外径よシも
大きければ、管内面とマンドレルとの接触は無く両者間
に隙間が形成され、このときには理論的に７リクシヨン
を生じないことにガる。

この意味で、圧延管とマンドレルの弾性回復量を比較し
たとき、圧延管内径の弾性回復量の方がマンドレルのそ
れよシも大きい場合、管内面とマンドレルとに隙間を生
じることになシ、この場合には焼付き、摺シ傷を生じな
い。

ところで、このようが焼付現象を本質的に支配する除荷
時における圧延管とマンドレルとの間の弾性回復量は、
材料特性、工具形状及び圧延条件等から算出することが
でき、最終的には先に定義した加工パラメータＱＸ値と
定量的に関係づけることのできるものである。

本発明は以上のような考え方をもとに、理論計算並びに
実験に基づく実測結果から、焼付き、摺υ傷等の発生を
防止するための臨界条件を見出す棟６日 ことに成功したものである。

以下この焼付防止手段について具体的に説明して行く０ 管材内面に焼付きが発生しているのは、除荷時における
管材送りのときであることが圧延中の諸応力測定試験か
ら明らかである。

即ち、第６図は圧延中の圧下刃、管材（母管）及びマン
ドレルの軸応力更にマンドレルの軸方向変位量の実測例
を示している。

第６図で明らかな如く圧延負荷のない除圧時、即ち、管
材送シ時に管材には圧縮が、マンドレルには引張如の応
力がそれぞれ図中符号（Ａ）で示す如く発注しているこ
とが判る。

この応力は管材の供給を妨げるもので、管材とマンドレ
ルが弾性的に固着された状態のまま管材を前方に送シ出
すことによって生じている。

なお、図中、符号（Ｂ）は管材とマンドレル間の弾性的
固着を外すのに要した力である。また、図中符号（ａｔ
は管材とマンドレルが極めて高速で摩擦が生じているこ
とを意味しており、この時に摺シ傷が発生する。

即ち、管内面のメタルの一部がマンドレル表面に凝着す
ると、これは圧延とともに成長し管内面の摺り傷を除々
に大きいものとし、内面焼付きの程度はこのようにして
大きくなるのである。

圧延管によるマンドレルの固着は、その程度に応じて所
謂ムラ送シや管内面焼付き、更にはマンドレルやロッド
の損傷事故を引き起すことは既述の通シであり、従って
健全なピルガ−圧延を行なうには固着を発生させないこ
とが絶対条件になる。

ここで、固着とは、ロールダイスによる圧延負荷が上死
点または下死点で解放されたときに管内面がマンドレル
を弾性的に抱くことであって、管内径の弾性回復量が十
分大きく、管内径がマンドレル径より大きく々るような
条件下では固着は発生しない。

この考え方にもとすいて与えられた工具形状及び圧延条
件下での管内径弾性回復量を次のように見出している。

第７図は、第１図に示したコールドピルガ−ミルで、同
一のロールダイスを用いマンドレル形状を変えて同一寸
法管材から同−寸法管を圧延したときの第６図で示す（
Ｂ１点での送υ抵抗の実測値と計算で求めた管内径弾性
回復量の関係を示している。

第７図から管拐内径の弾性回復量ｆが０．０３酊に臨界
が存在し、ｆ　（０，０３玉で送り抵抗が急増すること
が判る。

即ち、弾性回復量ｆが小さいほど管とマンドレルの弾性
的固着が大きくなることが判る。事実、ｆ（０，０３Ｊ
Ｉｆｆの圧延管内面には焼付き、摺如傷の存在が確認さ
れた。

このことから、コールドピルガ−ミルによる管材の圧延
において、管内径弾性回復量ｆが、ｆく０．０３　ｍｍ
で焼付き、摺り傷発生領域であって、ｆ≧Ｑ、Ｑ３ｆｆ
ｊｒがその安全領域といえる。

次ニ、コールドピルガ−ミルによるピルガ−圧延中の管
内径弾性回復量ｆにつき、計算手順を説明する。

陽２１ ・・・・・・・・・・　（４） 〔圧延管の内径弾性回復量〕 （１）応力とひずみ増分の関係式 但し、（５）式中、Σθ１；　偏差周方向応力に１；　
　偏差径方向応力 ｋｌ；　　偏差軸方向応力 Σθ；　周方向応力 Σｒ；　径方向応力 Σ２；　軸方向応力 Σθ１；　Σθ−Σ　　　　　・・・・・・・・・・（
６）Σｒｌ　＝　Σｒ−Σ　　　　　・・・・・・・・
・・（７）Ｔｈ’　＝　　Σ２−Σ　　　　　・・・・
・・・・・・（Ｉｌｌ）Σθ十に十為 Σ；−□　　　・・・・・・・・・・（９）管圧延では
烏＝０と考えることができる。・・・（１０）虜羽 上式（５）〜（１０）式より （２）降伏条件式 ％式％（２） なお、（１２）式中、Ｙは降伏応力を示す。

（＋ｏｌ　（１１）　（１２＋式について連立方程式を
解いてΣｒ、Σθを求める。

（１１）式を変形すると、 Σθ（２Ｑ′：＋１）：＝２Σｒ十Σｒ”Ｑ、”（７）
式と（ＩＩ）’式を（１１）式に代入すると、ＮＯ，２
’３ 正値だけをとると、 ＋＋３）’式を（８）１式に代入すると、（３）フック
の法則 弾性歪量と応力の関係はＱ６）（＋６）式で与えられる
０ （１５）式中、Ｅ；　弾性係数 ν；　ポアソン比 ＋７］　（１３１’θ４）式で応力は与えられているか
ら、こわらをＱ５１（＋６］式に代入する。

（４）内径弾性回復量 負荷除去後の内径弾性回復量は次の通りである。

ｆ　＝　（Ｉｈ　　ｔｌ）Ｅ・苫−ｔｌＥ：　　　　・
・・・・・・・　０η（１１０６）１式を（１７）式に
代入すると、となる〇 次に、第８図を参照してｆの計算を示す。

〔弾性回復量ｆの計算〕

（１）送シ伸張度の計算 陽２５ 第８図において、 ■０十二、１０−′（Ｄχ２　　ａｌ２　）　ｄχ＝工
／’（Ｄχ２−ａｌ２）ａｌ４０　　　　　　　４０ 、’、　ｔｏ（Ｄｏ−ｔｏ）ｊａ＝７８（Ｄｚ２−ａｌ
２）ｄχｅ−χ 但し、Ｄχ；　位置χでの管外径 ｄχ；　位置χでの管内径 ここで、位置ｌにおけるＤｌｔｌは工具寸法衣で与えら
れる。

また、ｌ−χにおけるＤｌｌ・ｔ、ｌを数値計算で求め
られる。

なお、χは任意位置ｌでの送シ伸張度を示している。

（２）での計算 弾性回復量ｆは、管外径Ｄｌ、管肉厚ｔ１、降伏応力Ｙ
、ヤング率Ｅ１加エパラメータ％％ポアソン比νの関係
である。

（ａｌ　　Ｄｌｔｌは工具寸法衣から与えられる。

隘２６ 通常、分割点でのデータを用いる。

中）　Ｙは次式で与えられる。

Ｙ＝Ｋｎ ここで、ｎは加工硬化指数である。

ｎＺｒｙ−２＝　０．１５、ｎ５Ｕｓ　３１６　＝　０
．３６６（０）　　ヤング率Ｅは定数 ＥＺｒｙ−２＝　１００００ ＥｉＥＩ３１６−２０５００ ５□ （ｅｌ　　シボアンン比は定数 シｚｒｙ−２≧０．３ ν５ＵＳ３１６　＝　０．３０５ Ｎｏ、２７ 上記ｈ）〜（θ）を工具の各セクションにつめて求め、
これをｆを与える式に代入すれば、各セクションのｆ値
が求められる。

以上のことからｆ値は材料特性に関連する項目を固定す
ると１１／Ｄよ、Ｑ″：に支配される関係であることが
判る。

次に、ｆ臨界値の管寸法による補正につき説明する。

前記の結果ではｆ　＝　０．０３ｆｌが臨界値であった
。

この値はマンドレル径の弾性変形量に相当するものであ
る。

従って、マンドレルの弾性変形量が異なればｆの臨界値
もそれに伴って変動する。

ところで、マンドレル径の弾性変形量は同一レベルの面
圧下では一次的な近似でマンドレル径に正比例すると仮
定できる。

前記第７図で示した実験ではマンドレル径１０．’／朋
を対象としたものであったことから、任意のマンドレル
径毎における臨界値ｆｃＨは次式で与えることができる
。

ｆａ（ｍ）　＝　−ｘ　Ｏ，０３−＝＝　　Ｑ８）１０
．７ 前記（４）式を書き直すと （（３シー３）・（Ｑ’：＋ｘ）　）　　　　　　　・
・・・・・・・（１９）（１９）式に（１８）式を代入
することにより臨界条件を求める。

／（（３シー３）・（鴫＋１）） ／（（３シー３）・（鴫＋１））　　　　　　　・・・
・・・・・・　岡、°、掛＝Ｄ１−２ｔｌ （２０）式は材料特性に対応する項目を固定すると、”
）４）１とＱ′：のどちらか一方を与えると他方が決ま
ることになる。

２９ 次に、第９図を参照して各種圧延工程における発生状況
を説明する。

、− 第９図はジルカロイ管を対象に３機のコールドピルガ−
ミル（第１図で示したものと同様なミルである）を用い
て各種圧延を行なったときの管内面の焼付き、摺シ傷の
有無と論０、Ｑ′：の関係を示している。

第９図から実験式としての臨界線として次式のものが得
られた。

Ｑ　Ｔ　＝＝　　ａ・’−＋　２．９　　　　　・・・
・・・・・・・防）ε　　　Ｄよ 又、これから次のことが明らかである。

Ｑ″：≦〜５・！！　＋２．９であれば管内面に焼付き
、ｌ 摺ジ傷のない領域であることが判る。

焼付き、摺シ傷の発生があることが判る。

第９図には、前記（財））式を基に計算で求めた焼付き
臨界線を破線で示しているが前記蓼１）式とよく一致し
ていることが判る。

画工 なお、参考写真■は第９図中の（ａ）　（ｂ）　（、）
に対応する工程での圧延管内面の走査型電子顕微鏡写真
を示しているが、（ａ）　（ｂ）では内面にやきつきが
観察できる。

以上から、焼付きを防止するには第９図のに１）式より
ｑ′：≦−５・！−！＋２．９を満足する範囲で寸法よ
りｌ 程を選び加工領域全域でこの条件を満すように工具形状
を与えることによって可能となる。

以上の事実から、第２の結論として、被覆管として焼付
きによる摺シ傷のない良好な内面性状のｌ ものを得るためには、Ｑ、Ｔ≦−５，＋２．９を満足す
ることが必要十分条件であることが判る。

以上に述べた第１の結論、！：第２の結論とを総括する
と、望ましい水素化物の方向性を有しかつ内面性状の優
秀な所期目的のジルカロイ被覆管を製造するため条件は
、結局下記の条件を満足することであることが理解され
る。

１．８≦ＱＩ≦−５Ｓ＋２．９ １ 第１０図は、このようガ製造条件を図示衣ボしたもので
あって、図中斜線部分が上記特定領域に相当する。

本発明は以上に詳述した通シであって、ピルガ−圧延に
よって製造されるジルカロイ管について、そのＦｎ値と
定量的に関係づけることができると同時に、焼付現象発
生の臨界条件とも一定の関係を有する加工パラメータｑ
Ｔを定義導入し、この加工パラメータＱＩＴ値との各一
定の相関関係にもとづきジルカロイ管のピルガ−圧延に
おける最適加工条件１．８≦ＱＩ≦−５！−！＋２．９
を見出したものである。

１ 従って、本発明に従いこの条件を満足するように工具設
計されたピルガ−ミルにょシ圧延すれば、管の円周方向
に析出する水素化物の比率が大きく、かつ管内面に傷の
ない高品質のジルカロイ管が確実に製造される。すなわ
ち、本発明に従い製造されたものでは、ジルカロイ被覆
管としての使用条件に適合する内面性状に優れ、耐用性
、安全性の高いものが提供される。

【図面の簡単な説明】

第１図はコールドピルガ−ミルの要部を示す側面断面図
である。第２図はピルガ−圧延における工具と管の配置
状態を示す側断面図である。第３図は管圧延における母
管とマンドレル間のクリアランスと歪比の関係を示す図
である。第４図はジルカロイの歪の履歴と水素化物の析
出方向の関係を説明するための図である。第５図は加工
パラメータＱ：と水素化物方向性パラメータＦｎ値との
関係を示す図である。第６図は圧延試験結果を示す圧下
刃、母管、マンドレルの軸応力、マンドレルの軸方向変
位の各実測図である。第７図は管内径弾性回復量と固着
力の関係を示す図である。第８図は送如伸長度の計算の
ための管断面説明図である。 第９図はジルカロイ管圧延における加工パラメータと内
面焼付の発生状況の関係を示す図である。 第１０図は品質の優れたジルカロイ被覆管を得るために
最終ピルガ−圧延工程で適用され乙べき加工パラメータ
の領域を示す図である。 特　許　出　願　人　　　株式会社神戸製鋼所Ｎｏ、　
１ 手続補正書（自発〕 昭和５８年９　月２１１１ 昭和５７年特許　願第１３３２７５　　リ　−２発　　
　明　の名称 優れた品質を有するジルコニクム合金 被覆管の製造方法 ３　補正をする者 １１件との関係　特許出頼人 ４代理人　ａ５７７ ６　補正の対象 ・明細書の発明の詳細な説明の掴 魔３ ７、　補正の同容 ｉｌｌ　　明ａ書中、第２５頁％２行目に、とある？、 八 」 「 Ｊ１ 」 （４）　　同第２８頁第１１行目に、ｒ　、゛、　ｍ＝
Ｄ、　−２ｔ１Ｊとある全［，°”ｍ　＝＝　Ｄ１２’
ｔ工」と補正する。 （５）　　同静テ目に、 とある全、 とある金、 と補正する。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、　ジルコニウム合金管のピルガ−圧延にさいし、加
   工領域における加工パラメータｑＴが、ε を満足する条件の下に圧延することを特徴とする優れた
   品質を有するジルコニウム被覆管の製造方法。 但し、ｔ：圧延管内厚、　Ｄ１＝管外径ｄ：圧延管平均
   径、ｔ工：管肉厚 Ｔ：圧延途中で肉厚加工が開始される 位置での母管肉厚 ５：圧延途中で肉厚加工が開始される 位置での母管平均径