JPS6145699B2 - - Google Patents
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- JPS6145699B2 JPS6145699B2 JP56119739A JP11973981A JPS6145699B2 JP S6145699 B2 JPS6145699 B2 JP S6145699B2 JP 56119739 A JP56119739 A JP 56119739A JP 11973981 A JP11973981 A JP 11973981A JP S6145699 B2 JPS6145699 B2 JP S6145699B2
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
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- C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
- C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
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- C22F1/186—High-melting or refractory metals or alloys based thereon of zirconium or alloys based thereon
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Description
本発明は新規なジルコニウム基合金に係り、特
にその耐食性を向上させる新規な製造方法に関す
る。 ジルコニウム基合金は、その優れた耐食性と非
常に小さい中性子吸収断面積により原子力プラン
トの燃料被覆管や燃料チヤンネルボツクス等に使
用されている。これらの構造物は長期間使用され
ているため、特にその耐食性が重要である。ジル
コニウム基合金の代表的なものとして「ジルコニ
ウム−２」（ジルコニウムにスズ約1.5％、鉄を約
0.1％、クロムを0.1％、ニツケルを約0.05％添加
したもの）及び「ジルカロイ−４」（ジルコニウ
ムにスズを約1.5％、鉄を約0.2％、クロムを約0.1
％添加したもの）が知られている。 ジルコニウムは低温（862℃以下）において安
定なα相（稠密六方格子）及び高温（960℃以
上）において安定なβ相（体心立方格子）を有す
る。また合金元素を添加することにより、α相か
らβ相に変態を開始する温度（以下、α＋β遷移
温度と略記する。）は約30℃低下することが知ら
れている。 ジルコニウム基合金からなる燃料被覆管の従来
の製造方法を第１図に示す。 この製造工程の特徴は、高純度化、均一化のた
めの熱間押出しまでの工程と、良好な寸法と強度
じん性を得るための冷間加工工程にある。 (1) 溶解：原料のジルコニウムスポンジに所定の
合金元素（Sn，Fe，Cr，Niなど）を配合し
て、プレスにより圧縮成形して円柱状ブリケツ
トを作る。これを不活性雰囲気下で溶接し電極
に仕上げ、これを消耗電極式アーク溶解炉で２
回くりかえし真空溶解してインゴツトとする。 (2) β鍛造：インゴツトをβ領域温度まで予備加
熱（通常約1000℃）し、成形のために鍛造を行
う。 (3) 溶体化処理：β鍛造後のブルームをβ領域温
度まで予備加熱（通常1000℃以上で数時間保
持）後急冷（通常水冷）する。この溶体化処理
により、偏在していた合金元素が均一化され、
金属組織は改善される。 (4) α鍛造：溶体化処理によつて生じた表面酸化
膜の除去及び寸法調整のために、700℃前後の
α領域温度範囲内で予備加熱後鍛造を行う。 (5) 機械加工、銅被覆：α鍛造後のブルームは機
械切削および孔あけ加工して中空ビレツトにさ
れ、これに酸化、ガス吸収防止及び潤滑向上の
ために銅被覆をほどこす。 (6) 熱間押出し：700℃近辺のα領域温度の銅被
覆ビレツトをプレスによりダイスを通して押出
し、押出し素管を作る。 (7) 中間焼鈍：焼鈍は加工による歪を除去させる
ために、通常10-4〜10-5Torrの高真空下650℃
前後で実施される。 (8) 中間圧延：室温における圧延加工により、外
径を絞り肉厚を薄くする。所定の寸法に達する
まで中間に焼鈍をはさみ数回圧延を繰返す。 (9) 最終焼鈍：通常10-4〜10-5Torrの高真空下
で、580℃前後の再結晶化焼鈍を行う。 ジルコニウム基合金より成る燃料チヤンネルボ
ツクス、燃料スペーサ等は、形状が異なるが基本
的には同様の加工方法、つまり溶解・β鍛造・溶
体化処理を行つ後、熱間塑性加工そして中間焼な
ましをはさみ室温での塑性加工、最終の塑性加工
の後最終焼なましが行なわれる。 従来、熱間塑性加工温度及び焼なまし温度は、
α＋β遷移温度約830℃を越えないよう制限され
ている。この根拠は、熱間塑性加工や焼なましを
行つているときにその温度がα＋β遷移温度を超
えると、溶体化処理によつて均一化した合金元素
が熱間塑性加工や焼なまし後のゆつくりとした温
度降下によつて粗大化した析出物を作り、溶体化
処理の効果を消滅させてしまうことにある。 実際の適用温度は、前述の温度制限の範囲内で
塑性加工効率の向上、焼なまし時間の短縮など加
工作業の効率に重点が置かれて設定されている。
設定温度は、従来プロセスの記述に示したとお
り、燃料被覆管に対する再結晶化のための最終焼
なまし処理を除き、ほぼ650〜800℃の温度領域に
ある。 炉内で長期間中性子を照射され、同時に高温高
圧の水あるいは水蒸気にさらされているため、上
記のジルコニウム基合金においても酸化が進み、
時にはプラントの運転に重大な影響を及ぼすこと
がある。それゆえ、ジルコニウム基合金の耐食性
向上の対策が必要である。すなわち、これはプラ
ント運転の稼動低下のみならず、信頼性の低下に
もつながるからである。さらに近年、燃料棒の使
用期間延長の傾向（高燃焼度化）にともない、燃
料被覆管の耐食性に対する要求は厳しくなりつつ
ある。 ジルコニウム基合金の熱処理法として次のよう
なものがある。(1)ジルコニウム製品を（α＋β）
二相領域又はβ相領域へ急速加熱し、短時間保持
後急速冷却する特殊熱処理法（特開昭51−
110411，110412、特開昭55−100947，100967）。
(2)ジルカロイ−４板を表面部分のみβ−焼入する
方法（特開昭51−116106）。 これらはいずれもジルコニウム合金の最終素材
又は製品状態で、高周波加熱装置又はレーザービ
ーム加熱装置等を使用して、表面部分のみβ−焼
入れ処理を施すものである。ジルコニウム合金、
特にジルカロイ合金は溶体化処理を行うことによ
りその耐食性が向上することが知られている。こ
れらの熱処理は板材や製品の最終形状の状態で行
い、表面部分のみ焼入れ処理を行うため高周波加
熱装置で行われている。しかし、これらの最終形
状での加熱、冷却工程の制御が困難な外に、表面
部分の酸化現象や熱応力による変形及び残留応力
の問題が生じる。これらの問題のために、β−焼
入れ後酸化皮膜の除去や変形の矯正等をしなけれ
ばならない。 本発明の目的は、上記の事情に鑑みて、後述す
る新しい知見にもとづき、耐食性が著しく向上す
るジルコニウム基合金の製造法を提供するにあ
る。 本発明は、ジルコニウム基合金を熱間塑性加工
後、冷間塑性加工し次いで焼なまし処理する方法
において、最終熱間塑性加工後の冷間塑性加工前
に前記合金のα相とβ相を含む温度冷域で加熱し
急冷する第１の溶体化処理を施すことを特徴とす
るジルコニウム基合金の製造法にある。 従来の製造工程は第１図に示すようにインゴツ
トを熱間加工した後に溶体化処理が行われてい
る。この溶体化処理によりマトリツクスに固溶し
た金属間化合物（例えば、ZrCr2やZrxFe5Cr2な
ど）は、その後の熱間加工又は温間加工により析
出が促進される。析出して、粗大化した金属間化
合物は耐食性を劣化させる。 そこで、本発明法では溶体化処理の効果を最終
の素材まで失なわれないようにするため最終熱間
加工又は温間加工の後で、最後の冷間加工前、特
に最初の冷間塑性加工の前に第１の溶体化処理を
施すものである。熱間加工や温間加工による析出
の促進を防止する。第２図及び第３図に本発明法
による製造工程を示す。β−鍛造後のα−鍛造は
場合によつては省略しても良い。α鍛造は単なる
寸法整形のための工程である。 第１の溶体化処理は最終熱間加工後、その温度
からα＋β相へ加熱して（室温まで冷却せずに）
実施することも効果がある。 第２の溶体化処理を施した後に第１の溶体化処
理を行う方が耐食性が向上し好ましい。 第２の溶体化処理を施す場合には、β相の温度
領域で行うのが好ましい。 本発明によつて製造されたジルコニウム基合金
のミクロ組織は従来のものより改善され、その結
果耐食性が著しく向上した。 実施例 １ ジルカロイ−４から成る板状試験片を作製し
様々な熱処理を加えた後、高温水蒸気中で腐食試
験を行い、腐食増量（単位表面積あたりの腐食に
よる重量増加）と熱処理条件の関係を求めた。 試験片は、石英ガラス管中に真空封止され熱処
理に供された。熱処理には電気炉を使用し真空封
止した試験片はβ領域温度に約５分間保持された
後、水中に投入され急冷された。冷却速度は200
℃／秒以上であつた。急冷された試験片は様々な
温度で２時間の焼なましが施された。焼なまし後
の冷却は、徐冷による金属間化合物の析出、成長
による耐食性の変化を避けるため、急冷を採用し
た。その後試験片を高温水蒸気による腐食試験に
供した。 第４図に、温度500℃、圧力10.3MPaの高温高
圧水蒸気中に60時間保持された後の腐食増量と急
冷後の焼なまし温度との関係を示す。腐食増量の
傾向より、焼なまし温度は次の３領域に分類する
ことができる。 温度領域：640℃以下 焼なましを施しても耐食性の劣化が見られな
い。特に620℃以下が好ましい。最も600℃以下が
よい。 温度領域：640℃〜830℃ 焼なまし温度の上昇にともない腐食増量が増加
（耐食性が劣化）する。この温度範囲では合金元
素の拡散が可能になり、それにより金属間化合物
の析出が促進され耐食性の劣化をもたらすものと
考えられる。 温度領域：830℃以上 焼なまし温度によらずノジユラー腐食が生ぜず
耐食性が向上する。この温度範囲内ではα相から
β相への変態が開始し、830〜960℃の範囲では部
分的に、960℃以上では完全にβ相に変態するた
め、その後に急冷を加えることでいわゆる溶体化
処理を行つたことになり耐食性が向上する。ただ
し通常の加工工程においては、焼なまし後あるい
は熱間圧延後の冷却は徐冷であるため、この温度
領域での耐食性の向上は望めない。 一方、金属間化合物（Zr（Cr，Fe）2など）の
析出状態、特に析出物の粒径と耐食性に強い相関
がある。焼なまし温度が620℃以下の耐食性が良
好なジルコニウム基合金は、析出物の平均粒径が
0.2μｍ以下であるが、焼なまし温度が高くなり
耐食性が劣化するにしたがい析出物の平均粒径は
0.2μｍを越えて大きくなる。 ノジユラー腐食とは、ジルカロイ合金の酸化が
進行する過程で局部的に異常に酸化反応が進んだ
結果、白色の斑点が生じる現象である。黒色の酸
化皮膜は保護性を有するが、この白色の酸化物は
保護性を持たず、耐食性の点では不適である。 第２表はジルカロイ−４からなるジルコニウム
基合金の本発明の製造工程を示すものである。
にその耐食性を向上させる新規な製造方法に関す
る。 ジルコニウム基合金は、その優れた耐食性と非
常に小さい中性子吸収断面積により原子力プラン
トの燃料被覆管や燃料チヤンネルボツクス等に使
用されている。これらの構造物は長期間使用され
ているため、特にその耐食性が重要である。ジル
コニウム基合金の代表的なものとして「ジルコニ
ウム−２」（ジルコニウムにスズ約1.5％、鉄を約
0.1％、クロムを0.1％、ニツケルを約0.05％添加
したもの）及び「ジルカロイ−４」（ジルコニウ
ムにスズを約1.5％、鉄を約0.2％、クロムを約0.1
％添加したもの）が知られている。 ジルコニウムは低温（862℃以下）において安
定なα相（稠密六方格子）及び高温（960℃以
上）において安定なβ相（体心立方格子）を有す
る。また合金元素を添加することにより、α相か
らβ相に変態を開始する温度（以下、α＋β遷移
温度と略記する。）は約30℃低下することが知ら
れている。 ジルコニウム基合金からなる燃料被覆管の従来
の製造方法を第１図に示す。 この製造工程の特徴は、高純度化、均一化のた
めの熱間押出しまでの工程と、良好な寸法と強度
じん性を得るための冷間加工工程にある。 (1) 溶解：原料のジルコニウムスポンジに所定の
合金元素（Sn，Fe，Cr，Niなど）を配合し
て、プレスにより圧縮成形して円柱状ブリケツ
トを作る。これを不活性雰囲気下で溶接し電極
に仕上げ、これを消耗電極式アーク溶解炉で２
回くりかえし真空溶解してインゴツトとする。 (2) β鍛造：インゴツトをβ領域温度まで予備加
熱（通常約1000℃）し、成形のために鍛造を行
う。 (3) 溶体化処理：β鍛造後のブルームをβ領域温
度まで予備加熱（通常1000℃以上で数時間保
持）後急冷（通常水冷）する。この溶体化処理
により、偏在していた合金元素が均一化され、
金属組織は改善される。 (4) α鍛造：溶体化処理によつて生じた表面酸化
膜の除去及び寸法調整のために、700℃前後の
α領域温度範囲内で予備加熱後鍛造を行う。 (5) 機械加工、銅被覆：α鍛造後のブルームは機
械切削および孔あけ加工して中空ビレツトにさ
れ、これに酸化、ガス吸収防止及び潤滑向上の
ために銅被覆をほどこす。 (6) 熱間押出し：700℃近辺のα領域温度の銅被
覆ビレツトをプレスによりダイスを通して押出
し、押出し素管を作る。 (7) 中間焼鈍：焼鈍は加工による歪を除去させる
ために、通常10-4〜10-5Torrの高真空下650℃
前後で実施される。 (8) 中間圧延：室温における圧延加工により、外
径を絞り肉厚を薄くする。所定の寸法に達する
まで中間に焼鈍をはさみ数回圧延を繰返す。 (9) 最終焼鈍：通常10-4〜10-5Torrの高真空下
で、580℃前後の再結晶化焼鈍を行う。 ジルコニウム基合金より成る燃料チヤンネルボ
ツクス、燃料スペーサ等は、形状が異なるが基本
的には同様の加工方法、つまり溶解・β鍛造・溶
体化処理を行つ後、熱間塑性加工そして中間焼な
ましをはさみ室温での塑性加工、最終の塑性加工
の後最終焼なましが行なわれる。 従来、熱間塑性加工温度及び焼なまし温度は、
α＋β遷移温度約830℃を越えないよう制限され
ている。この根拠は、熱間塑性加工や焼なましを
行つているときにその温度がα＋β遷移温度を超
えると、溶体化処理によつて均一化した合金元素
が熱間塑性加工や焼なまし後のゆつくりとした温
度降下によつて粗大化した析出物を作り、溶体化
処理の効果を消滅させてしまうことにある。 実際の適用温度は、前述の温度制限の範囲内で
塑性加工効率の向上、焼なまし時間の短縮など加
工作業の効率に重点が置かれて設定されている。
設定温度は、従来プロセスの記述に示したとお
り、燃料被覆管に対する再結晶化のための最終焼
なまし処理を除き、ほぼ650〜800℃の温度領域に
ある。 炉内で長期間中性子を照射され、同時に高温高
圧の水あるいは水蒸気にさらされているため、上
記のジルコニウム基合金においても酸化が進み、
時にはプラントの運転に重大な影響を及ぼすこと
がある。それゆえ、ジルコニウム基合金の耐食性
向上の対策が必要である。すなわち、これはプラ
ント運転の稼動低下のみならず、信頼性の低下に
もつながるからである。さらに近年、燃料棒の使
用期間延長の傾向（高燃焼度化）にともない、燃
料被覆管の耐食性に対する要求は厳しくなりつつ
ある。 ジルコニウム基合金の熱処理法として次のよう
なものがある。(1)ジルコニウム製品を（α＋β）
二相領域又はβ相領域へ急速加熱し、短時間保持
後急速冷却する特殊熱処理法（特開昭51−
110411，110412、特開昭55−100947，100967）。
(2)ジルカロイ−４板を表面部分のみβ−焼入する
方法（特開昭51−116106）。 これらはいずれもジルコニウム合金の最終素材
又は製品状態で、高周波加熱装置又はレーザービ
ーム加熱装置等を使用して、表面部分のみβ−焼
入れ処理を施すものである。ジルコニウム合金、
特にジルカロイ合金は溶体化処理を行うことによ
りその耐食性が向上することが知られている。こ
れらの熱処理は板材や製品の最終形状の状態で行
い、表面部分のみ焼入れ処理を行うため高周波加
熱装置で行われている。しかし、これらの最終形
状での加熱、冷却工程の制御が困難な外に、表面
部分の酸化現象や熱応力による変形及び残留応力
の問題が生じる。これらの問題のために、β−焼
入れ後酸化皮膜の除去や変形の矯正等をしなけれ
ばならない。 本発明の目的は、上記の事情に鑑みて、後述す
る新しい知見にもとづき、耐食性が著しく向上す
るジルコニウム基合金の製造法を提供するにあ
る。 本発明は、ジルコニウム基合金を熱間塑性加工
後、冷間塑性加工し次いで焼なまし処理する方法
において、最終熱間塑性加工後の冷間塑性加工前
に前記合金のα相とβ相を含む温度冷域で加熱し
急冷する第１の溶体化処理を施すことを特徴とす
るジルコニウム基合金の製造法にある。 従来の製造工程は第１図に示すようにインゴツ
トを熱間加工した後に溶体化処理が行われてい
る。この溶体化処理によりマトリツクスに固溶し
た金属間化合物（例えば、ZrCr2やZrxFe5Cr2な
ど）は、その後の熱間加工又は温間加工により析
出が促進される。析出して、粗大化した金属間化
合物は耐食性を劣化させる。 そこで、本発明法では溶体化処理の効果を最終
の素材まで失なわれないようにするため最終熱間
加工又は温間加工の後で、最後の冷間加工前、特
に最初の冷間塑性加工の前に第１の溶体化処理を
施すものである。熱間加工や温間加工による析出
の促進を防止する。第２図及び第３図に本発明法
による製造工程を示す。β−鍛造後のα−鍛造は
場合によつては省略しても良い。α鍛造は単なる
寸法整形のための工程である。 第１の溶体化処理は最終熱間加工後、その温度
からα＋β相へ加熱して（室温まで冷却せずに）
実施することも効果がある。 第２の溶体化処理を施した後に第１の溶体化処
理を行う方が耐食性が向上し好ましい。 第２の溶体化処理を施す場合には、β相の温度
領域で行うのが好ましい。 本発明によつて製造されたジルコニウム基合金
のミクロ組織は従来のものより改善され、その結
果耐食性が著しく向上した。 実施例 １ ジルカロイ−４から成る板状試験片を作製し
様々な熱処理を加えた後、高温水蒸気中で腐食試
験を行い、腐食増量（単位表面積あたりの腐食に
よる重量増加）と熱処理条件の関係を求めた。 試験片は、石英ガラス管中に真空封止され熱処
理に供された。熱処理には電気炉を使用し真空封
止した試験片はβ領域温度に約５分間保持された
後、水中に投入され急冷された。冷却速度は200
℃／秒以上であつた。急冷された試験片は様々な
温度で２時間の焼なましが施された。焼なまし後
の冷却は、徐冷による金属間化合物の析出、成長
による耐食性の変化を避けるため、急冷を採用し
た。その後試験片を高温水蒸気による腐食試験に
供した。 第４図に、温度500℃、圧力10.3MPaの高温高
圧水蒸気中に60時間保持された後の腐食増量と急
冷後の焼なまし温度との関係を示す。腐食増量の
傾向より、焼なまし温度は次の３領域に分類する
ことができる。 温度領域：640℃以下 焼なましを施しても耐食性の劣化が見られな
い。特に620℃以下が好ましい。最も600℃以下が
よい。 温度領域：640℃〜830℃ 焼なまし温度の上昇にともない腐食増量が増加
（耐食性が劣化）する。この温度範囲では合金元
素の拡散が可能になり、それにより金属間化合物
の析出が促進され耐食性の劣化をもたらすものと
考えられる。 温度領域：830℃以上 焼なまし温度によらずノジユラー腐食が生ぜず
耐食性が向上する。この温度範囲内ではα相から
β相への変態が開始し、830〜960℃の範囲では部
分的に、960℃以上では完全にβ相に変態するた
め、その後に急冷を加えることでいわゆる溶体化
処理を行つたことになり耐食性が向上する。ただ
し通常の加工工程においては、焼なまし後あるい
は熱間圧延後の冷却は徐冷であるため、この温度
領域での耐食性の向上は望めない。 一方、金属間化合物（Zr（Cr，Fe）2など）の
析出状態、特に析出物の粒径と耐食性に強い相関
がある。焼なまし温度が620℃以下の耐食性が良
好なジルコニウム基合金は、析出物の平均粒径が
0.2μｍ以下であるが、焼なまし温度が高くなり
耐食性が劣化するにしたがい析出物の平均粒径は
0.2μｍを越えて大きくなる。 ノジユラー腐食とは、ジルカロイ合金の酸化が
進行する過程で局部的に異常に酸化反応が進んだ
結果、白色の斑点が生じる現象である。黒色の酸
化皮膜は保護性を有するが、この白色の酸化物は
保護性を持たず、耐食性の点では不適である。 第２表はジルカロイ−４からなるジルコニウム
基合金の本発明の製造工程を示すものである。
【表】
熱間押出しまでは従来の工程と同様である。方
法では、熱間押出し後の焼なましのかわりにα
＋βクエンチを実施する。加熱は高周波加熱法に
より熱間押出し素管を高周波誘導コイルの間を通
過させながら行う。冷却は、上記押出素管が高周
波誘導コイルを通過した直後に温水あるいは冷水
を内・外表面に吹きつけることで行う。その後、
室温での圧延と600℃での焼なましを繰り返し、
最後に580℃の最終焼なましを行う。方法で
は、α＋βクエンチを第１回の圧延の後に焼なま
しのかわりに行い、その後の工程は方法と同
じ。方法はα＋βクエンチを第２回の圧延の後
に焼なましのかわりに行い、その後の工程は方法
と同じ。 以上の方法によれば、最終焼なまし後の機械的
性質は従来の被覆管とほとんど変わらず、耐食性
が向上する。 上記α＋βクエンチ後の焼なまし温度は、ジル
カロイ−２の温度が550〜620℃の範囲内であれば
特に問題はない。ただし550℃以下であると、焼
なましによる軟化効果が見られず好ましくない。 実施例 ２ ジルカロイ−４より成る加圧水型原子炉用燃料
被覆管の製造工程に本発明を適用した。最終焼な
ましを機械強度の向上のだめに400℃〜500℃で行
う他は、前述実施例１と同様である。本発明の方
法によれば耐食性の向上を図ることができる。 実施例 ３ 実施例２に記述した工程においてα＋βクエン
チ後に550〜620℃での焼なましを追加する。これ
によりα＋βクエンチによる若干の硬化を緩和す
ることができ、圧延も容易にすることができる。
この方法によつても耐食性の向上を図ることがで
きることは言うまでもない。 実施例 ４ ジルカロイ−２からなるジルコニウム基合金に
対し本発明の製造法を実施例１と同様に実施し
た。ジルカロイ−２の主な化学成分は1.5wt％Sn
−0.136wt％Fe−0.096wt％Cr−0.056wt％Ni、残
Zrである。比較のためにα＋βクエンチの代りに
焼なましを施す従来法による製造を行つた。 これら両者のジルカロイ管を用いて腐食試験を
行つた。腐食試験は500℃，105Kg／cm2高温高圧水
蒸気中で50h保持し、試験終了後、試験片の外観
観察により両者の状態を比較した。その結果、従
来法によるものはノジユラー腐食による白点が多
数見られたが、本発明法によるものはノジユラー
腐食による白点は非常に少なかつた。 以上本発明によればジルコニウム基合金、特に
ジルカロイ合金の耐食性を向上できるので、ジル
カロイ基合金からなる原子炉用機器、特に燃料棒
被覆管、チヤンネルボツクス、燃料スペーサ、燃
料バンドルの寿命が顕著に向上する。
法では、熱間押出し後の焼なましのかわりにα
＋βクエンチを実施する。加熱は高周波加熱法に
より熱間押出し素管を高周波誘導コイルの間を通
過させながら行う。冷却は、上記押出素管が高周
波誘導コイルを通過した直後に温水あるいは冷水
を内・外表面に吹きつけることで行う。その後、
室温での圧延と600℃での焼なましを繰り返し、
最後に580℃の最終焼なましを行う。方法で
は、α＋βクエンチを第１回の圧延の後に焼なま
しのかわりに行い、その後の工程は方法と同
じ。方法はα＋βクエンチを第２回の圧延の後
に焼なましのかわりに行い、その後の工程は方法
と同じ。 以上の方法によれば、最終焼なまし後の機械的
性質は従来の被覆管とほとんど変わらず、耐食性
が向上する。 上記α＋βクエンチ後の焼なまし温度は、ジル
カロイ−２の温度が550〜620℃の範囲内であれば
特に問題はない。ただし550℃以下であると、焼
なましによる軟化効果が見られず好ましくない。 実施例 ２ ジルカロイ−４より成る加圧水型原子炉用燃料
被覆管の製造工程に本発明を適用した。最終焼な
ましを機械強度の向上のだめに400℃〜500℃で行
う他は、前述実施例１と同様である。本発明の方
法によれば耐食性の向上を図ることができる。 実施例 ３ 実施例２に記述した工程においてα＋βクエン
チ後に550〜620℃での焼なましを追加する。これ
によりα＋βクエンチによる若干の硬化を緩和す
ることができ、圧延も容易にすることができる。
この方法によつても耐食性の向上を図ることがで
きることは言うまでもない。 実施例 ４ ジルカロイ−２からなるジルコニウム基合金に
対し本発明の製造法を実施例１と同様に実施し
た。ジルカロイ−２の主な化学成分は1.5wt％Sn
−0.136wt％Fe−0.096wt％Cr−0.056wt％Ni、残
Zrである。比較のためにα＋βクエンチの代りに
焼なましを施す従来法による製造を行つた。 これら両者のジルカロイ管を用いて腐食試験を
行つた。腐食試験は500℃，105Kg／cm2高温高圧水
蒸気中で50h保持し、試験終了後、試験片の外観
観察により両者の状態を比較した。その結果、従
来法によるものはノジユラー腐食による白点が多
数見られたが、本発明法によるものはノジユラー
腐食による白点は非常に少なかつた。 以上本発明によればジルコニウム基合金、特に
ジルカロイ合金の耐食性を向上できるので、ジル
カロイ基合金からなる原子炉用機器、特に燃料棒
被覆管、チヤンネルボツクス、燃料スペーサ、燃
料バンドルの寿命が顕著に向上する。
第１図はジルカロイ原子炉燃料棒被覆管の従来
の製造工程を示すフロー図、第２図は本発明法の
ジルコニウム基合金の製造工程のフロー図、第３
図は本発明法による熱処理法を示す図、及び第４
図は本発明法による焼なまし温度と腐食増量との
関係を示す線図である。
の製造工程を示すフロー図、第２図は本発明法の
ジルコニウム基合金の製造工程のフロー図、第３
図は本発明法による熱処理法を示す図、及び第４
図は本発明法による焼なまし温度と腐食増量との
関係を示す線図である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 最終熱間塑性加工したジルコニウム基合金を
冷間塑性加工後焼なまし処理する方法において、
前記最終熱間塑性加工後で且つ最後の冷間塑性加
工前に、前記合金のα相およびβ相を含む温度領
域で加熱し急冷する第１の溶体化処理を施すこと
を特徴とするジルコニウム基合金の製造法。 ２ 前記溶体化処理後、前記冷間塑性加工及び前
記焼なまし処理を２回以上施す特許請求の範囲第
１項に記載のジルコニウム基合金の製造法。 ３ 前記溶体化処理後の前記焼なまし処理を640
℃以下の温度で行う特許請求の範囲第１項又は第
２項に記載のジルコニウム基合金の製造法。 ４ 前記最終熱間塑性加工前に前記合金のβ相の
温度領域で加熱し急冷する第２の溶体化処理後、
前記熱間塑性加工を施し、次いで前記合金のα相
とβ相を含む温度領域で加熱し急冷する第１の溶
体化処理を施す特許請求の範囲第１項〜第３項の
いずれかに記載のジルコニウム基合金の製造法。 ５ 前記第１の溶体化処理を最初の冷間塑性加工
前に施す特許請求の範囲第１項〜第３項のいずれ
かに記載のジルコニウム基合金の製造法。 ６ 前記冷間塑性加工及び焼なまし処理を３回繰
返す特許請求の範囲第５項に記載のルコニウム基
合金の製造法。 ７ 前記最終熱間塑性加工前に溶体化処理を施し
た後、前記最終熱間塑性加工後に前記第１の溶体
化処理を施す特許請求の範囲第１項〜第６項のい
ずれかに記載のジルコニウム基合金の製造法。 ８ 最終の冷間塑性加工の焼なまし処理を400〜
550℃の温度で行う特許請求の範囲第１項〜第７
項のいずれかに記載のジルコニウム基合金の製造
法。 ９ 前記合金によつて原子炉用部材を構成した特
許請求の範囲第１項〜第８項のいずれかに記載の
ジルコニウム基合金の製造法。 １０ 前記合金によつて原子炉用燃料棒被覆管、
燃料チヤンネルボツクス、燃料スペーサ、燃料バ
ンドルの少なくとも１つを構成した特許請求の範
囲第１項〜第９項のいずれかに記載のジルコニウ
ム基合金の製造法。
Priority Applications (5)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11973981A JPS5822364A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | ジルコニウム基合金の製造法 |
| DE8282106622T DE3278571D1 (en) | 1981-07-29 | 1982-07-22 | Process for producing zirconium-based alloy |
| EP82106622A EP0071193B1 (en) | 1981-07-29 | 1982-07-22 | Process for producing zirconium-based alloy |
| US06/704,208 US4689091A (en) | 1981-07-29 | 1985-02-22 | Process for producing zirconium-based alloy |
| US06/837,557 US4678521A (en) | 1981-07-29 | 1986-03-03 | Process for producing zirconium-based alloy and the product thereof |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11973981A JPS5822364A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | ジルコニウム基合金の製造法 |
Related Child Applications (2)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26118785A Division JPS61143571A (ja) | 1985-11-22 | 1985-11-22 | ジルコニウム基合金の製造法 |
| JP26118885A Division JPS61143572A (ja) | 1985-11-22 | 1985-11-22 | ジルコニウム基合金管の製造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5822364A JPS5822364A (ja) | 1983-02-09 |
| JPS6145699B2 true JPS6145699B2 (ja) | 1986-10-09 |
Family
ID=14768924
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11973981A Granted JPS5822364A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | ジルコニウム基合金の製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5822364A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2892484B2 (ja) * | 1990-10-24 | 1999-05-17 | シャープ株式会社 | アウターシェル一体型真空断熱材およびその製造方法 |
Families Citing this family (20)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59230810A (ja) * | 1983-06-13 | 1984-12-25 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6012318A (ja) * | 1983-06-30 | 1985-01-22 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6025806A (ja) * | 1983-07-20 | 1985-02-08 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6025808A (ja) * | 1983-07-24 | 1985-02-08 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6025807A (ja) * | 1983-07-24 | 1985-02-08 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6060011A (ja) * | 1983-09-12 | 1985-04-06 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6088605A (ja) * | 1983-10-19 | 1985-05-18 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6088606A (ja) * | 1983-10-19 | 1985-05-18 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS6088607A (ja) * | 1983-10-20 | 1985-05-18 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 低騒音タイヤ |
| JPS60221560A (ja) * | 1984-04-16 | 1985-11-06 | Hitachi Ltd | ジルコニウム基合金の製造方法 |
| JPS61125902A (ja) * | 1984-11-21 | 1986-06-13 | Yokohama Rubber Co Ltd:The | 空気入りタイヤ |
| FR2575762B1 (fr) * | 1985-01-10 | 1989-03-03 | Fragema Framatome & Cogema | Procede de fabrication de plaquettes en alliage de zirconium |
| JPS61200006A (ja) * | 1985-03-01 | 1986-09-04 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 均一性を改良したタイヤ |
| JPS6439103U (ja) * | 1987-09-04 | 1989-03-08 | ||
| US6415836B1 (en) * | 1995-05-15 | 2002-07-09 | Sumitomo Rubber Industries, Ltd. | Pneumatic tire including axial grooves having different widths and tread elements having different lengths |
| US6415835B1 (en) * | 2000-06-08 | 2002-07-09 | The Goodyear Tire & Rubber Company | Pneumatic tire tread having groove with peaks and valleys |
| JP3983493B2 (ja) | 2001-04-06 | 2007-09-26 | 株式会社グローバル・ニュークリア・フュエル・ジャパン | ジルコニウム基合金の製造法 |
| KR100461017B1 (ko) * | 2001-11-02 | 2004-12-09 | 한국수력원자력 주식회사 | 우수한 내식성을 갖는 니오븀 함유 지르코늄 합금핵연료피복관의 제조방법 |
| US9139895B2 (en) | 2004-09-08 | 2015-09-22 | Global Nuclear Fuel—Americas, LLC | Zirconium alloy fuel cladding for operation in aggressive water chemistry |
| CN114843531B (zh) * | 2022-04-13 | 2023-09-01 | 大连交通大学 | 一种纳米台阶状金属催化剂的低温热处理制备方法 |
Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3865635A (en) * | 1972-09-05 | 1975-02-11 | Sandvik Ab | Method of making tubes and similar products of a zirconium alloy |
-
1981
- 1981-07-29 JP JP11973981A patent/JPS5822364A/ja active Granted
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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| US3865635A (en) * | 1972-09-05 | 1975-02-11 | Sandvik Ab | Method of making tubes and similar products of a zirconium alloy |
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| JP2892484B2 (ja) * | 1990-10-24 | 1999-05-17 | シャープ株式会社 | アウターシェル一体型真空断熱材およびその製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5822364A (ja) | 1983-02-09 |
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