JPS6036984A - 原子炉燃料被覆管及びその製造方法 - Google Patents
原子炉燃料被覆管及びその製造方法Info
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- JPS6036984A JPS6036984A JP58145860A JP14586083A JPS6036984A JP S6036984 A JPS6036984 A JP S6036984A JP 58145860 A JP58145860 A JP 58145860A JP 14586083 A JP14586083 A JP 14586083A JP S6036984 A JPS6036984 A JP S6036984A
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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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- Devices And Processes Conducted In The Presence Of Fluids And Solid Particles (AREA)
- Pressure Welding/Diffusion-Bonding (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】
〔発明の利用分野〕
本発明は、原子炉燃料被覆管（以下燃料被覆管と称する
）、特にジルコニウム基合金製の燃料被覆管およびジル
コニウム基合金製管の内側表面にジルコニウムからなる
金属障壁層を有する複合型の燃料被覆管、およびその製
造方法に関するものである。
）、特にジルコニウム基合金製の燃料被覆管およびジル
コニウム基合金製管の内側表面にジルコニウムからなる
金属障壁層を有する複合型の燃料被覆管、およびその製
造方法に関するものである。
ジルコニウム基合金は、その耐食性と非常に小さい中性
子吸収断面積により、原子カプラントの燃料被覆管や燃
料チャンネルボックス等に用いられている。しかし、こ
れらの炉内構造部材は炉内で長期間中性子の照射を受け
、同時に高温高圧の水又は水蒸気にさらされるため、酸
化が進み時にはノジュラ腐食と呼ばれる斑点状の白色酸
化物がその表面に生成する。この斑点状白色酸化物は腐
食反応の進行とともに粗大化し、場合によっては剥離す
るに至ることもある。このような異常腐食による減肉は
炉内構造部材の強度低下をきたし、炉内構造部材の安全
性および信頼性の点から懸念される問題点であった。
子吸収断面積により、原子カプラントの燃料被覆管や燃
料チャンネルボックス等に用いられている。しかし、こ
れらの炉内構造部材は炉内で長期間中性子の照射を受け
、同時に高温高圧の水又は水蒸気にさらされるため、酸
化が進み時にはノジュラ腐食と呼ばれる斑点状の白色酸
化物がその表面に生成する。この斑点状白色酸化物は腐
食反応の進行とともに粗大化し、場合によっては剥離す
るに至ることもある。このような異常腐食による減肉は
炉内構造部材の強度低下をきたし、炉内構造部材の安全
性および信頼性の点から懸念される問題点であった。
このため、この異常腐食、すなわちノジュラ腐食を防止
する方法が種々検討されているが、このうち熱処理、特
に高周波焼入れによる耐食性向上技術が良く知られてい
る。
する方法が種々検討されているが、このうち熱処理、特
に高周波焼入れによる耐食性向上技術が良く知られてい
る。
炉内構造部材である燃料被覆管はいくつかの目的で使用
され、その２つの主要な目的のうちの第１は、核燃料と
冷却材、又は核燃料と減速材との化学反応を防止するこ
とにある。そして、第２の目的は、一部が気体である放
射性核分裂生成物が燃料から冷却材又は減速材の中に漏
れ出るのを防止することにある。しかし核燃料要素の挙
動として、燃料被覆管及び核分裂反応中に生成する核分
裂生成物間の相互作用によシ燃料被覆管が脆くなり、割
れが生じるという問題が明らかになった。
され、その２つの主要な目的のうちの第１は、核燃料と
冷却材、又は核燃料と減速材との化学反応を防止するこ
とにある。そして、第２の目的は、一部が気体である放
射性核分裂生成物が燃料から冷却材又は減速材の中に漏
れ出るのを防止することにある。しかし核燃料要素の挙
動として、燃料被覆管及び核分裂反応中に生成する核分
裂生成物間の相互作用によシ燃料被覆管が脆くなり、割
れが生じるという問題が明らかになった。
この望ましくない挙動は、さらに核燃料と燃料被覆管と
の熱膨張差に基づく燃料被覆管の局部的な機械的応力に
よって促進されることが確かめられた。すなわち、原子
炉の運転中に分裂反応によ１つて、核分裂生成物が核燃
料から放出され、燃料被覆管内面におけるヨウ素やカド
ミウムなどの特定核分裂生成物の存在下では、局部応力
および歪の作用により応力腐食割れが生じる。
の熱膨張差に基づく燃料被覆管の局部的な機械的応力に
よって促進されることが確かめられた。すなわち、原子
炉の運転中に分裂反応によ１つて、核分裂生成物が核燃
料から放出され、燃料被覆管内面におけるヨウ素やカド
ミウムなどの特定核分裂生成物の存在下では、局部応力
および歪の作用により応力腐食割れが生じる。
このような障害を防止する方策として、核燃料と燃料被
覆管との間に各種の金属障壁を設けることが試みられて
いる。これらの中で、適度な純度のジルコニウムを金属
障壁としてジルコニウム合金管に内張した複合型の燃料
被覆管が最も有望視されている。ジルコニウム障壁の厚
さは燃料被覆管の厚さの約５〜３０％である。ジルコニ
ウムはジルコニウム合金に比べて、照射中軟かさを維持
するので、核燃料要素内の局部ひずみを減じ、応力腐食
割れ又は液体金属脆化から燃料被覆管を保護する。また
重大な中性子捕獲ペナルティ、熱伝達ペナルティ又は材
料の非両立問題を惹起しない点も優れた特徴である。
覆管との間に各種の金属障壁を設けることが試みられて
いる。これらの中で、適度な純度のジルコニウムを金属
障壁としてジルコニウム合金管に内張した複合型の燃料
被覆管が最も有望視されている。ジルコニウム障壁の厚
さは燃料被覆管の厚さの約５〜３０％である。ジルコニ
ウムはジルコニウム合金に比べて、照射中軟かさを維持
するので、核燃料要素内の局部ひずみを減じ、応力腐食
割れ又は液体金属脆化から燃料被覆管を保護する。また
重大な中性子捕獲ペナルティ、熱伝達ペナルティ又は材
料の非両立問題を惹起しない点も優れた特徴である。
このように複合型の燃料被覆管は、燃料被覆層と金属障
壁層とから構成されるが、通常第１図に示すような方法
によって製造される。第１図に示すように、燃料被覆層
となるジルコニウム合金インゴット３及び金属障壁層と
なるジルコニウムインゴット９を、それぞれジルコニウ
ムを仝ブリケット１及びンルコニウムブリケット７を溶
解２及び８して溶製し、熱処理、鍛造４及び１０、切削
機械加工５及び１１によシジルコニウム合金からなる第
１の中空ビレット（外筒管）６及びジルコニウムから々
る第２の中空ビレット（内筒管）１２を製作して、第１
の中空ビレット６中に第２の中空ビレット１２を挿入し
て組立１３と、爆接又はゴム拡管による接合など、ある
いは特に接合処理は施さず真空引き後両端面を密封１４
することによって一体化して複合ビレット１５とする。
壁層とから構成されるが、通常第１図に示すような方法
によって製造される。第１図に示すように、燃料被覆層
となるジルコニウム合金インゴット３及び金属障壁層と
なるジルコニウムインゴット９を、それぞれジルコニウ
ムを仝ブリケット１及びンルコニウムブリケット７を溶
解２及び８して溶製し、熱処理、鍛造４及び１０、切削
機械加工５及び１１によシジルコニウム合金からなる第
１の中空ビレット（外筒管）６及びジルコニウムから々
る第２の中空ビレット（内筒管）１２を製作して、第１
の中空ビレット６中に第２の中空ビレット１２を挿入し
て組立１３と、爆接又はゴム拡管による接合など、ある
いは特に接合処理は施さず真空引き後両端面を密封１４
することによって一体化して複合ビレット１５とする。
この複合ビレット１５を通常の熱間押出法により約５５
０〜７５０Ｃの高温で押出１６ず。次にこの押出加工さ
れた複合管に通常の製管加工Ｊ７゜１８を施して所望の
寸法のジルコニウム金属障壁層型（ジルコニウムライナ
型）の複合被覆管を完成する。このようにして製造した
燃料被覆管の断面を示したのが第２図で、１９が母材の
部分のジルコニウム合金からなる被覆管層、２０がジル
コニウムの内張シよりなる金属障壁層、２１は被覆管の
軸心を示している。
０〜７５０Ｃの高温で押出１６ず。次にこの押出加工さ
れた複合管に通常の製管加工Ｊ７゜１８を施して所望の
寸法のジルコニウム金属障壁層型（ジルコニウムライナ
型）の複合被覆管を完成する。このようにして製造した
燃料被覆管の断面を示したのが第２図で、１９が母材の
部分のジルコニウム合金からなる被覆管層、２０がジル
コニウムの内張シよりなる金属障壁層、２１は被覆管の
軸心を示している。
ジルコニウム基合金の代表的な材料としては、「ジルカ
ロイ−２」 （主成分Ｚｒ（ジルコニウム）基に約１６
５％Ｓｎ（錫）、０．１％ｐ ｅ （鉄）、０．１％Ｃ
ｒ（クロム）及び０．０５％Ｎ１（＝ッヶル）を添加）
及び「ジルカロイ−４」 （主成分７、ｒ基に約１．５
％Ｓｎ、０．２％Ｆｅ、０．１％Ｃｒを添加）が知られ
ておシ、これらのジルコニウム基合金の酸素含有量は約
４００ ｐ Ｉ） １１１〜１６００ｐｐｌｎである。
ロイ−２」 （主成分Ｚｒ（ジルコニウム）基に約１６
５％Ｓｎ（錫）、０．１％ｐ ｅ （鉄）、０．１％Ｃ
ｒ（クロム）及び０．０５％Ｎ１（＝ッヶル）を添加）
及び「ジルカロイ−４」 （主成分７、ｒ基に約１．５
％Ｓｎ、０．２％Ｆｅ、０．１％Ｃｒを添加）が知られ
ておシ、これらのジルコニウム基合金の酸素含有量は約
４００ ｐ Ｉ） １１１〜１６００ｐｐｌｎである。
一方、金属障壁層に使用するジルコニウムは、その硬度
を低下させるために酸素含有量は極力低くおさえている
。
を低下させるために酸素含有量は極力低くおさえている
。
そのため、このようなジルコニウム合金を用いたジルコ
ニウム金属障壁層を有する押出し加工された複合管に高
耐食化技術である高周波焼入を適用すると長期使用に耐
える耐食性と耐応力腐食性を兼ね備えた燃料被覆管の製
造が可能であると考えられたが、このようにして製造し
た燃料被覆管は所期に反して、耐応力腐食性は必ずしも
良好でなく、高温クリープ特性も低下がみられた。
ニウム金属障壁層を有する押出し加工された複合管に高
耐食化技術である高周波焼入を適用すると長期使用に耐
える耐食性と耐応力腐食性を兼ね備えた燃料被覆管の製
造が可能であると考えられたが、このようにして製造し
た燃料被覆管は所期に反して、耐応力腐食性は必ずしも
良好でなく、高温クリープ特性も低下がみられた。
本発明は、耐食性、耐応力腐食性および高温クリープ特
性の何れも優れた原子炉用燃料被覆管およびその製″造
方法を提供することを目的とするものである。
性の何れも優れた原子炉用燃料被覆管およびその製″造
方法を提供することを目的とするものである。
本発明は、少なくともジルコニウム基合金からなる燃料
被覆層を有する原子炉核燃料被覆管において、該原子炉
燃料被覆管の外表面層部、内表面層部および該外表面層
部と該内表面層部との間の中間層部が実質的に完全な再
結晶組織であり、その結晶粒の大きさが前記外表面層部
、前記中間層部、前記内表面層部の順に大きくなってい
ることを第１の特徴とし、ジルコニウム基合金中空ビレ
ット又はジルコニウム基合金中空ビレットを外筒管とし
ジルコニウム中空ビレットを内筒管として組立て両端面
を密封した複合ビレットを熱間加工した後、溶体化処理
を施し冷間圧延と焼鈍を交互に複数回繰返す原子炉燃料
被覆管の製造方法において、前記溶体化処理を、前記ジ
ルコニウム基合金中空ビレット又は前記複合ビレットの
内部に冷却媒体を満たし、かつ該冷却媒体を循環させた
状態で、前記ジルコニウム基合金中空ビレット又は前記
複合ビレットの外側表面を軸方向に相対的に移動する高
周波誘導コイル及び冷却ノズルによる高周波焼入にょシ
行うことを第２の特徴とするものである。
被覆層を有する原子炉核燃料被覆管において、該原子炉
燃料被覆管の外表面層部、内表面層部および該外表面層
部と該内表面層部との間の中間層部が実質的に完全な再
結晶組織であり、その結晶粒の大きさが前記外表面層部
、前記中間層部、前記内表面層部の順に大きくなってい
ることを第１の特徴とし、ジルコニウム基合金中空ビレ
ット又はジルコニウム基合金中空ビレットを外筒管とし
ジルコニウム中空ビレットを内筒管として組立て両端面
を密封した複合ビレットを熱間加工した後、溶体化処理
を施し冷間圧延と焼鈍を交互に複数回繰返す原子炉燃料
被覆管の製造方法において、前記溶体化処理を、前記ジ
ルコニウム基合金中空ビレット又は前記複合ビレットの
内部に冷却媒体を満たし、かつ該冷却媒体を循環させた
状態で、前記ジルコニウム基合金中空ビレット又は前記
複合ビレットの外側表面を軸方向に相対的に移動する高
周波誘導コイル及び冷却ノズルによる高周波焼入にょシ
行うことを第２の特徴とするものである。
本発明は、耐応力腐食性向上技術を用いたジルコニウム
金属障壁層型の燃料被覆管に高耐食化技術として高周波
焼入れを適用した原子炉燃料用被覆管の問題点を検討し
た結果に基づいてなされたものである。
金属障壁層型の燃料被覆管に高耐食化技術として高周波
焼入れを適用した原子炉燃料用被覆管の問題点を検討し
た結果に基づいてなされたものである。
すなわち、高耐食性の燃料被覆管のジルコニウム金属障
壁層は高周波焼入時に高温にさらされ、その結果結晶粒
が微細化し硬度が増す。又、高周波焼入時に高温にさら
されることにょシ、燃料被覆層のジルカロイ層の酸素が
金属障壁層のジルコニウム層に拡散し、その結果として
ジルコニウム金属障壁層の硬度が増す。すなわち、従来
技術によれば、ジルコニウム金属障壁層の硬度が増すこ
とになシ、結果として耐応力腐食性が低下することにな
っていた。
壁層は高周波焼入時に高温にさらされ、その結果結晶粒
が微細化し硬度が増す。又、高周波焼入時に高温にさら
されることにょシ、燃料被覆層のジルカロイ層の酸素が
金属障壁層のジルコニウム層に拡散し、その結果として
ジルコニウム金属障壁層の硬度が増す。すなわち、従来
技術によれば、ジルコニウム金属障壁層の硬度が増すこ
とになシ、結果として耐応力腐食性が低下することにな
っていた。
また、高温クリープは粒界すべりによって起こるので、
結晶数が微細化し粒界が増大した高耐食性の燃料被覆管
では、高温クリープ特性が低下する。すなわち、ジルコ
ニウムとジルコニウム合金とよりなる押出加工された複
合管に高周波焼入処理を施し、その後通常の製管加工を
施して所望の寸法のジルコニウム金属障壁層を有する複
合被覆管を製造すると、焼入時の熱影響と酸素拡散のた
めに、結晶粒が微細化かつ硬化し耐応力腐食性。
結晶数が微細化し粒界が増大した高耐食性の燃料被覆管
では、高温クリープ特性が低下する。すなわち、ジルコ
ニウムとジルコニウム合金とよりなる押出加工された複
合管に高周波焼入処理を施し、その後通常の製管加工を
施して所望の寸法のジルコニウム金属障壁層を有する複
合被覆管を製造すると、焼入時の熱影響と酸素拡散のた
めに、結晶粒が微細化かつ硬化し耐応力腐食性。
耐高温クリープ特性が低下することが明らかとなった。
例えば、従来方法で製造された燃料被覆管の結晶粒度は
ＡＳＴＭＮｏ、で１２．０〜１２．５であり、これに相
当する粒径は４．７〜５．６μｍであるが、耐食性を向
上さぜる目的で押出加工された素管に高周波焼入れを施
し、その後の工程の焼鈍温度を約６００Ｃもしくはそれ
以下とした工程で製造された燃料被覆管の結晶粒度はＡ
ＳＴＭ Ｎｏ、で１３．。
ＡＳＴＭＮｏ、で１２．０〜１２．５であり、これに相
当する粒径は４．７〜５．６μｍであるが、耐食性を向
上さぜる目的で押出加工された素管に高周波焼入れを施
し、その後の工程の焼鈍温度を約６００Ｃもしくはそれ
以下とした工程で製造された燃料被覆管の結晶粒度はＡ
ＳＴＭ Ｎｏ、で１３．。
程度で、平均粒径は３．８μｍ程度で微細化する。
また、従来方法で製造されたジルコニウム金属障壁層形
の燃料被覆管のジルコニウム金属障壁層部の結晶粒度は
ＡＳＴＭ Ｎ、Ｏ，で１０．０〜１１．０であり、これ
に相当する粒径は８．０〜１１．０μｍであるが、押出
加工された複合管の段階で高周波焼入れを施し、その後
の工程の焼鈍温度を約６００Ｃもしくはそれ以下とした
工程で製造されたンルコニウム金属障壁層型の燃料被覆
管の金属障壁層の結晶粒は微細化して、耐応力腐食性は
低下する。
の燃料被覆管のジルコニウム金属障壁層部の結晶粒度は
ＡＳＴＭ Ｎ、Ｏ，で１０．０〜１１．０であり、これ
に相当する粒径は８．０〜１１．０μｍであるが、押出
加工された複合管の段階で高周波焼入れを施し、その後
の工程の焼鈍温度を約６００Ｃもしくはそれ以下とした
工程で製造されたンルコニウム金属障壁層型の燃料被覆
管の金属障壁層の結晶粒は微細化して、耐応力腐食性は
低下する。
これに対して、本発明の燃料被覆管は、例えば、外表面
層部の結晶粒度がＡＳＴＭ Ｎｏ、で１３，０程度、中
間層部が１２．０〜１２．５、内表面層部が１０．０〜
１１．０で、このような結晶粒度とすることによって、
外表面層部、中間層部、内表面層部がそれぞれ耐食性、
高温クリープ特性、耐応力腐食性において優れた特性を
示し所期の目的の達成を可能とするものである。
層部の結晶粒度がＡＳＴＭ Ｎｏ、で１３，０程度、中
間層部が１２．０〜１２．５、内表面層部が１０．０〜
１１．０で、このような結晶粒度とすることによって、
外表面層部、中間層部、内表面層部がそれぞれ耐食性、
高温クリープ特性、耐応力腐食性において優れた特性を
示し所期の目的の達成を可能とするものである。
実施例１
第３図は一実施例の要部断面の説明図で、１９はジルカ
ロイ−２よシなる被覆管層、２１はジルコニウムよシな
る金属障壁層を示しておシ、Ａ及びＢはそれぞれ外表面
層部、中間層部を示し、ジルコニウム層２０が内表面層
部Ｃを構成する。外表面層部Ａ、中間層部Ｂ及び内表面
層部Ｃの結晶粒度は、例えば、ＡＳＴＭ Ｎｏ、で１３
．θ程度、１２．０〜１２．５及び１０．０〜１１．０
である。
ロイ−２よシなる被覆管層、２１はジルコニウムよシな
る金属障壁層を示しておシ、Ａ及びＢはそれぞれ外表面
層部、中間層部を示し、ジルコニウム層２０が内表面層
部Ｃを構成する。外表面層部Ａ、中間層部Ｂ及び内表面
層部Ｃの結晶粒度は、例えば、ＡＳＴＭ Ｎｏ、で１３
．θ程度、１２．０〜１２．５及び１０．０〜１１．０
である。
実施例２
第４図は燃料被覆管の製造方法の一実施例を実施する製
造装置を示すもので、２２はジルカロイ−２よりなる被
覆管層１９とジルコニウムよりなる金属障壁層２０とを
有する押出加工された複合管よシなる燃料被覆管（以下
押出複合管と称する）で、２３及び２４はこの押出複合
管２２を被溶体化処理物として上下で支える上部サポー
ト及び下部サポートを示している。これら上部サポート
２３及び下部サポート２４はステンレス鋼よりカリ、冷
却水循環系に連結されておシ、下部サポート２４から押
出複合管２２内部、上部サポート２３へと冷却水２５が
流れる構造となっている。
造装置を示すもので、２２はジルカロイ−２よりなる被
覆管層１９とジルコニウムよりなる金属障壁層２０とを
有する押出加工された複合管よシなる燃料被覆管（以下
押出複合管と称する）で、２３及び２４はこの押出複合
管２２を被溶体化処理物として上下で支える上部サポー
ト及び下部サポートを示している。これら上部サポート
２３及び下部サポート２４はステンレス鋼よりカリ、冷
却水循環系に連結されておシ、下部サポート２４から押
出複合管２２内部、上部サポート２３へと冷却水２５が
流れる構造となっている。
２６及び２７はそれぞれ押出複合管２２の外周に設けら
れている誘導加熱コイル及び冷却ノズルであり、押出複
合管２２は図の矢印の示すように、誘導加熱コイル２６
、冷却ノズル２７内を上方から下方へ順次移動する。こ
の装置により押出複合管２２は連続的に加熱された後、
冷却ノズル２７からの冷却水２８によって連続的に冷却
される。
れている誘導加熱コイル及び冷却ノズルであり、押出複
合管２２は図の矢印の示すように、誘導加熱コイル２６
、冷却ノズル２７内を上方から下方へ順次移動する。こ
の装置により押出複合管２２は連続的に加熱された後、
冷却ノズル２７からの冷却水２８によって連続的に冷却
される。
この間冷却水２５は押出複合管２２内部を下方から上方
へと流れる。
へと流れる。
第５図は、押出複合管２２が誘導加熱コイル２６を通過
した直後の押出複合管２２の肉厚方向の温度分布を示す
もので、横軸及び縦軸にはそれぞれ管外表面からの距離
及び温度がとってあり、Ｔｏは押出複合管内部に流入す
る冷却水の温度、Ｔ１は高周波により誘導加熱された管
外表面の温度で、ｔは押出複合管の肉厚を示している。
した直後の押出複合管２２の肉厚方向の温度分布を示す
もので、横軸及び縦軸にはそれぞれ管外表面からの距離
及び温度がとってあり、Ｔｏは押出複合管内部に流入す
る冷却水の温度、Ｔ１は高周波により誘導加熱された管
外表面の温度で、ｔは押出複合管の肉厚を示している。
そして、管外表面層部は、α→α十β変態点以上の温度
に、中間層部はα→α＋β変態点近傍に、内表面層部は
α→α十β変態点以下に抑えた。温度側８６０Ｃ，管内
表面層部は７５０Ｃであった。
に、中間層部はα→α＋β変態点近傍に、内表面層部は
α→α十β変態点以下に抑えた。温度側８６０Ｃ，管内
表面層部は７５０Ｃであった。
このような温度分布をもつ押出複合管を冷却７Ｊ（によ
って急速冷却して焼入処理を施した押出複合管に冷間ピ
ルガ−圧延と焼鈍を繰シ返し施し、燃料被覆管を製造し
た。
って急速冷却して焼入処理を施した押出複合管に冷間ピ
ルガ−圧延と焼鈍を繰シ返し施し、燃料被覆管を製造し
た。
この燃料被覆管の横断面の金属組織は第３図に示した構
造と同一であり、結晶粒径は、外表面層部が平均３．８
μｍ１中間層部が平均５．０μｍ１内表面層部すなわち
ジルコニウム金属障壁層形５は平均９．４μｍを示した
。すなわち、外表面層は高周波焼入処理による効果が十
分に残っており、高温高圧水（又は蒸気）環境における
耐ノージュラ−腐食特性を著しく向上させ、中間層部は
優れた高温クリープ特性を示し、又、内表面層部μの組
織は、耐応力腐食性を十分に保つことができる。
造と同一であり、結晶粒径は、外表面層部が平均３．８
μｍ１中間層部が平均５．０μｍ１内表面層部すなわち
ジルコニウム金属障壁層形５は平均９．４μｍを示した
。すなわち、外表面層は高周波焼入処理による効果が十
分に残っており、高温高圧水（又は蒸気）環境における
耐ノージュラ−腐食特性を著しく向上させ、中間層部は
優れた高温クリープ特性を示し、又、内表面層部μの組
織は、耐応力腐食性を十分に保つことができる。
次にこのようにして製造した燃料被覆管の腐食試験、高
温クリープ試験、耐応力腐食試験の糸吉果について説明
する。腐食試験条件は５００ｔＺ’１０５ｋ ｇ ／
ｍ ２高温高圧水蒸気中２５時間保持とした。
温クリープ試験、耐応力腐食試験の糸吉果について説明
する。腐食試験条件は５００ｔＺ’１０５ｋ ｇ ／
ｍ ２高温高圧水蒸気中２５時間保持とした。
この榮件は炉内腐食をシュミレートさせたものである。
耐食性は、管外表面に発生したノジュラーの占有率で評
価した。この腐食試験において、実施例の燃料被覆管の
外表面は、黒色の光沢のある様相を示し、かつノジュラ
ー腐食は全く発生していなかったが、従来の燃料被覆管
の外表面には、ノジュラー腐食が著しく発生していた。
価した。この腐食試験において、実施例の燃料被覆管の
外表面は、黒色の光沢のある様相を示し、かつノジュラ
ー腐食は全く発生していなかったが、従来の燃料被覆管
の外表面には、ノジュラー腐食が著しく発生していた。
このように、実施例の燃料被覆管は耐ノジユラー腐食性
の優れた性質を有する。高温クリープ試験は、押出複合
管に通常の高周波焼入れを施した従来型の燃料被覆管と
、実施例の燃料被覆管について実施した。従来型の燃料
被覆管は、高温クリープ特性が劣化しており、燃料被覆
管として、その性能上好ましい値が得られなかったが、
一方、実施例の燃料被覆管は、従来型の燃料被覆管と同
等もしくはそれ以上に優れた高温クリープ特性を示した
。耐応力腐食性試験において、従来型の燃料被覆管は耐
応力腐食性の低下が認められたのに対し、実施例の燃料
被覆管では従来管と同等もしくはそれ以上の優れた特性
を示した。
の優れた性質を有する。高温クリープ試験は、押出複合
管に通常の高周波焼入れを施した従来型の燃料被覆管と
、実施例の燃料被覆管について実施した。従来型の燃料
被覆管は、高温クリープ特性が劣化しており、燃料被覆
管として、その性能上好ましい値が得られなかったが、
一方、実施例の燃料被覆管は、従来型の燃料被覆管と同
等もしくはそれ以上に優れた高温クリープ特性を示した
。耐応力腐食性試験において、従来型の燃料被覆管は耐
応力腐食性の低下が認められたのに対し、実施例の燃料
被覆管では従来管と同等もしくはそれ以上の優れた特性
を示した。
実施例３
以上の実施例においては、押出複合管を上下に支えるサ
ポートの材質にステンレス鋼を用いたが、他の実施例に
おいてはサボーｊ・の材質にジルカロイを用いた。
ポートの材質にステンレス鋼を用いたが、他の実施例に
おいてはサボーｊ・の材質にジルカロイを用いた。
第６図はこれら２種のサポートを使用して高周波焼入れ
を実施した場合の押出複合管の長さ方向の各位置の外表
面層部最高加熱温度（最高到達温度）を示すもので、横
軸には押出複合管の下端からの距離、縦軸には温度がと
つある。Ｄはステンレス鋼製サポーテを使用した場合の
最高到達温度、Ｅはジルカロイ製サポートを使用した場
合の最高到達温度を示している。この図の示すように、
焼入開始直後である押出複合管下端部と焼入終了直後で
ある押出複合管上端部においては温度があがらず、この
ように温度があがらない部分、すなわち上、下端部は耐
食性向上効果が得られない部分となる。Ｆ及びＧはそれ
ぞれステンレス鋼製サポートを使用した場合の無効部分
及びジルカロイ製サポートを使用した場合の無効部分の
長さを示しており、無効部分の長さはジルカロイ製サポ
ートを使用した場合の方が短かくなっており、被焼入物
と同等の物性を有する金属を用いることによって歩留ま
シを向上させることができる。
を実施した場合の押出複合管の長さ方向の各位置の外表
面層部最高加熱温度（最高到達温度）を示すもので、横
軸には押出複合管の下端からの距離、縦軸には温度がと
つある。Ｄはステンレス鋼製サポーテを使用した場合の
最高到達温度、Ｅはジルカロイ製サポートを使用した場
合の最高到達温度を示している。この図の示すように、
焼入開始直後である押出複合管下端部と焼入終了直後で
ある押出複合管上端部においては温度があがらず、この
ように温度があがらない部分、すなわち上、下端部は耐
食性向上効果が得られない部分となる。Ｆ及びＧはそれ
ぞれステンレス鋼製サポートを使用した場合の無効部分
及びジルカロイ製サポートを使用した場合の無効部分の
長さを示しており、無効部分の長さはジルカロイ製サポ
ートを使用した場合の方が短かくなっており、被焼入物
と同等の物性を有する金属を用いることによって歩留ま
シを向上させることができる。
実施例４
ジルカロイ−２管に実施例２と同様の熱処理を施した後
、冷間ピルガ−圧延と焼鈍とを繰り返し施して燃料被覆
管を製造した。この燃料被覆管の横断面の金属組織の結
晶粒の大きさは外表面層部が平均３．８μｎ〕、中間層
部が平均４８０μｍ１内表面層部が平均４．７μｍであ
った。この燃料被覆管も実施例２と同様に優れた耐食性
を示し、また高温クリープ特性と耐応力腐食性も従来の
燃料被覆管と同等とすることができた。
、冷間ピルガ−圧延と焼鈍とを繰り返し施して燃料被覆
管を製造した。この燃料被覆管の横断面の金属組織の結
晶粒の大きさは外表面層部が平均３．８μｎ〕、中間層
部が平均４８０μｍ１内表面層部が平均４．７μｍであ
った。この燃料被覆管も実施例２と同様に優れた耐食性
を示し、また高温クリープ特性と耐応力腐食性も従来の
燃料被覆管と同等とすることができた。
本発明は、耐食性、耐応力腐食性および高温クリープ特
性の優れた原子炉用燃料被覆管およびその製造方法を提
供するもので、産業上の効果の大なるものである。
性の優れた原子炉用燃料被覆管およびその製造方法を提
供するもので、産業上の効果の大なるものである。
【図面の簡単な説明】
填１図はジルコニウム金属＠尊層を右＋Ａ初介型の燃料
被覆管の製造工程を示す説明図、第２図は同じく横断面
図、第３図は本発明の原子炉用燃料被覆管の一実施例の
要部の横断面図、第４図は本“発明の原子炉用燃料被覆
管の製造方法の一実施例を実施する装置の構造説明図、
第５図は第４図に示す装置で押出複合管を加熱した場合
の管肉厚方向の温度分布を示す特性線図、第６図は第４
図に示す装置で押出複合管を焼入処理した場合の押出複
合管長さ方向の各位置の最高加熱温度を示す特性線図で
ある。 ６・・・ジルコニウム合金中空ビレット、１２・・・ジ
ルコニウム中空ビレント、１３・・・組立、１４・・・
両端面密！、１５・・・複合ビレット、１６・・・熱間
押出、１７・・・冷間圧延、焼鈍、１８・・・精製、１
９・・・被覆管層、２０・・・金属障壁層、２２・・・
押出複合管、２３・・・上部サポート、２４・・・下部
サポート、２５・・・冷却水、２６・・・誘導加熱コイ
ル、２７・・・冷却ノズル、２８・・・冷、加水、Ａ・
・・外表面層部、Ｂ・・・中間も ｌ閃 第 ２霞 ０ 第 ４閃 、Ｆ３７４度焼入贅豹動方向 箔 ５ｍ Ｏを 管外表面力・らのｒ区数 −
被覆管の製造工程を示す説明図、第２図は同じく横断面
図、第３図は本発明の原子炉用燃料被覆管の一実施例の
要部の横断面図、第４図は本“発明の原子炉用燃料被覆
管の製造方法の一実施例を実施する装置の構造説明図、
第５図は第４図に示す装置で押出複合管を加熱した場合
の管肉厚方向の温度分布を示す特性線図、第６図は第４
図に示す装置で押出複合管を焼入処理した場合の押出複
合管長さ方向の各位置の最高加熱温度を示す特性線図で
ある。 ６・・・ジルコニウム合金中空ビレット、１２・・・ジ
ルコニウム中空ビレント、１３・・・組立、１４・・・
両端面密！、１５・・・複合ビレット、１６・・・熱間
押出、１７・・・冷間圧延、焼鈍、１８・・・精製、１
９・・・被覆管層、２０・・・金属障壁層、２２・・・
押出複合管、２３・・・上部サポート、２４・・・下部
サポート、２５・・・冷却水、２６・・・誘導加熱コイ
ル、２７・・・冷却ノズル、２８・・・冷、加水、Ａ・
・・外表面層部、Ｂ・・・中間も ｌ閃 第 ２霞 ０ 第 ４閃 、Ｆ３７４度焼入贅豹動方向 箔 ５ｍ Ｏを 管外表面力・らのｒ区数 −
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １、少なくともジルコニウム基合金からなる燃料被覆層
を有する原子炉燃料被覆管において、該原子炉燃料被覆
管の外表面層部、内表面層部、および該外表面層部と該
内表面層部との間の中間層部が実質的に完全な再結晶組
織であり、その結晶粒の大きさが前記外表面層部、前記
中間層部、前記内表面層部の順に大きくなっていること
を特徴とする原子炉燃料被覆管。 ２、前記原子炉燃料被覆管が、前記ジルコニウム基合金
からなる燃料被覆層と、該燃料被覆層の内側表面に設け
られているジルコニウムからなる金属障壁層とからなっ
ている特許請求の範囲第１項記載の原子炉燃料被覆管。 ３、ジルコニウム基合金中空ビレット又はジルコニウム
基合金中空ビレットを外筒管アフルコニウム山窃ビ１ノ
・ソＩ＋か肉佑笛ト１イ幼青イ雨娼面か体封した複合ビ
レットを熱間加工した後、溶体化処理を施し大冷間圧延
と焼鈍を交互に複数回繰返す原子炉燃料被覆管の製造方
法において、前記溶体化処理を、前記ジルコニウム基合
金中空ビレット又は前記複合ビレットの内部に冷却媒体
を満たしかつ該冷却媒体を循環させた状態で、前記ジル
コニウム基合金中空ビレット又は前記複合ビレットの外
側表面を軸方向に相対的に移動する高周波誘導コイル及
び冷却ノズルによる高周波焼入により行うことを特徴と
する原子炉燃料被覆管の製造方法。 ４、前記溶体化処理が、前記ジルコニウム基合金中空ビ
レット又は前記複合ビレットの上下を該ジルコニウム基
合金中空ビレット又は前記複合ビレットと同一材質の支
持台に支持して行われる特許請求の範囲第３項記載の原
子炉燃料被覆管の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58145860A JPS6036984A (ja) | 1983-08-09 | 1983-08-09 | 原子炉燃料被覆管及びその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP58145860A JPS6036984A (ja) | 1983-08-09 | 1983-08-09 | 原子炉燃料被覆管及びその製造方法 |
Related Child Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3338154A Division JP2500165B2 (ja) | 1991-12-20 | 1991-12-20 | 燃料被覆管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6036984A true JPS6036984A (ja) | 1985-02-26 |
| JPH0260153B2 JPH0260153B2 (ja) | 1990-12-14 |
Family
ID=15394744
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP58145860A Granted JPS6036984A (ja) | 1983-08-09 | 1983-08-09 | 原子炉燃料被覆管及びその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6036984A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS575379U (ja) * | 1980-06-10 | 1982-01-12 | ||
| JPS61196190A (ja) * | 1985-02-27 | 1986-08-30 | 日本核燃料開発株式会社 | 核燃料要素被覆管の製造方法 |
| JPS62160606A (ja) * | 1986-01-09 | 1987-07-16 | 住友電気工業株式会社 | 被覆電線用導体 |
-
1983
- 1983-08-09 JP JP58145860A patent/JPS6036984A/ja active Granted
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS575379U (ja) * | 1980-06-10 | 1982-01-12 | ||
| JPS61196190A (ja) * | 1985-02-27 | 1986-08-30 | 日本核燃料開発株式会社 | 核燃料要素被覆管の製造方法 |
| JPS62160606A (ja) * | 1986-01-09 | 1987-07-16 | 住友電気工業株式会社 | 被覆電線用導体 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0260153B2 (ja) | 1990-12-14 |
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