JPS6239220B2 - - Google Patents
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- JPS6239220B2 JPS6239220B2 JP57105403A JP10540382A JPS6239220B2 JP S6239220 B2 JPS6239220 B2 JP S6239220B2 JP 57105403 A JP57105403 A JP 57105403A JP 10540382 A JP10540382 A JP 10540382A JP S6239220 B2 JPS6239220 B2 JP S6239220B2
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
- C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
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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
（発明の対象）
本発明は新規なジルコニウム合金に係り、特に
高温高圧水中で使用される原子炉炉内構造部材と
して好適な高耐食性ジルコニウム合金に関する。 （従来技術） ジルコニウム合金は、優れた耐食性と小さい中
性子吸収断面積とを有しているため第１図に示す
如く原子力プラント炉内構造部材である燃料被覆
管１７、燃料集合体チヤンネルボツクス１１等に
使用される。これらの用途に使用されているジル
コニウム合金として、ジルカロイ―２（重量で、
Sn約1.5％、Fe約0.15％、Cr約0.1％、Ni約0.05
％、残ジルコニウム）及びジルカロイ―４（重量
で、Sn約1.5％、Fe約0.2％、Cr約0.1％、残ジル
コニウム）が知られている。１０は燃料集合体、
１４核燃料要素、１８端栓、１９植込ボルト、２
０空間、２４核燃料物質支持手段である。 耐食性の優れたジルコニウム合金においても、
炉内で長時間にわたり高温高圧の水あるいは水蒸
気にさらされると酸化層の厚膜化あるいは局所に
集中したノジユール状の腐食（以後ノジユラ腐食
と略記）が生じ、非酸化部の肉厚が減少するため
に構造部材の強度低下の原因となる。 原子力燃料の高燃焼変化、運転期間の長期化を
はかるためには、従来のジルコニウム合金の耐食
性をさらに向上させる必要がある。 前述のジルコニウム合金の耐食性を向上するた
めにジルコニウム合金の金属組織として、金属間
化合物相（Zr（Fe、Cr）2、Zr（Ni、Fe）2あるい
はZr2（Ni、Fe））の分布形態を熱処理により変
化させる方法が公知である。特開昭51−110412に
は、粒内及び粒界に均一に分散していた金属間化
合物相を〔α＋β〕相温度範囲から、比較的ゆる
やかな冷却速度（30℃〜200℃／ｓ）で冷却させ
る方法、特開昭52−70917には、β相単相となる
温度範囲から急冷（冷却速度800℃／ｓ）し、
金属間化合物相を完全に固溶させた後α相温度範
囲で焼鈍して、金属間化合物相を粒界に選択的に
析出させる方法が示されている。 しかし、これらの方法によりFe、Crあるいは
Niを金属間化合物相として粒界に析出させると
粒内のFe、CrあるいはNiの固溶量が低下し、粒
内の耐食性が劣化し、粒内を起点とするノジユラ
腐食が発生する場合があることを見い出した。 （発明の要点） （発明の目的） 本発明の目的は、高温高圧水あるいは高温高圧
水蒸気中で長期間使用しても、ノジユラ腐食が発
生せず、かつ酸化被膜の厚膜化あるいは剥離が生
じない高耐食性ジルコニウム合金を提供するにあ
る。 （発明の説明） 本発明は、重量でSn1〜２％と、Fe0.05〜0.3
％及びCr0.05〜0.2％の１種以上を含み、残部が
実質的にZrよりなるジルコニウム合金において、
該合金は該合金への前記Fe及びCrの１種以上の
合計の固溶量が0.28％以上であることを特徴とす
る高耐食性ジルコニウム合金にある。 本発明によれば、Zrより貴な電位を有する
Fe、CrあるいはNiをマトリツクス中に固溶さ
せ、酸化被膜を介して酸化被膜表面とジルコニウ
ム合金との間に発生する電位差を小さくすること
により、酸化速度を低下させると共に、ノジユラ
腐食の発生を防止することができる。 本発明のジルコニウム合金はNiを0.1％以下含
むことができ、0.01〜0.08％が好ましい。 本発明の高耐食性ジルコニウム合金は次の製造
法によつて得ることができる。 α相とβ相を含む温度で加熱し急冷する溶体化
処理が施される。この溶体化処理はβ相でのそれ
より加工性が高いので、その後の冷間塑性加工が
容易であり、その温度での溶体化処理が好まし
い。この溶体化処理によつて軟い粒状のα相とそ
れより硬い針状のα′相が形成される。α′相はβ
相から急冷して得られたものである。溶体化処理
温度は825〜965℃が好ましく、10分以下の短時間
の加熱が好ましい。 焼鈍は溶体化処理後、冷間塑性加工を行い、そ
の軟化のために行われ、最終冷間加工後に最終焼
鈍が施されて最終製品が得られる。この焼鈍温度
と時間を調整して合金中のFe及びCrの１種以上
の固溶量を0.28％以上に保つことが必要である。
これらの固溶量が0.28％未満ではノジユラ腐食が
起り、良好な耐食性が得られない。焼鈍温度は
400〜700℃が好ましく、その加熱時間は１〜５時
間が好ましい。特に、400〜640℃が好ましい。 実施例 １ 第２図は、酸化被膜の表面及びジルコニウム合
金（ジルカロイ―４）板材に白金電極を接続し、
外部電源により所定の電圧を付加しつつ、温度
500℃圧力105Kgｆ／cm2の水蒸気中に20h保持した
後の酸化被膜の厚さ変化を示すものである。ジル
コニウム合金は、重量でSn1.5％、Fe0.20％、
Cr0.10％を含むものであり、アーク溶解によつて
インゴツトを形成し、インゴツトを熱間鍛造した
後、β相にて溶体化処理したものである。図よ
り、著しく酸化が促進されるのは、ジルカロイ―
４板材の電位が酸化被膜の表面に対し負になる場
合であること、及び前記電位差が小さくなると共
に酸化が抑制されることがわかる。 表は、Fe及びCrのマトリツクス中への固溶度
を変化させるために、ジルカロイ―４の焼鈍材
（600℃、5h）に施した熱処理を示す。熱処理No.
１は、焼鈍を完全にするために、650℃、5hの焼
鈍を追加して施しFe及びCrを金属間化合物相と
してほぼ完全に析出させたものである。熱処理No.
２〜７は、溶体化処理温度を847℃、900℃及び
943℃の３種類としてFe及びCrの固溶度を変化さ
せたもの（No.２、No.４）及び溶体化処理後600℃
及び650℃にて焼鈍することにより固溶したFe及
びCrの一部を再析出させたもの（No.３、No.５〜
７）である。かかるNo.２〜７の熱処理によつて、
Fe及びCrのマトリツクス中への固溶度を、60〜
90％の範囲で変化させた。
高温高圧水中で使用される原子炉炉内構造部材と
して好適な高耐食性ジルコニウム合金に関する。 （従来技術） ジルコニウム合金は、優れた耐食性と小さい中
性子吸収断面積とを有しているため第１図に示す
如く原子力プラント炉内構造部材である燃料被覆
管１７、燃料集合体チヤンネルボツクス１１等に
使用される。これらの用途に使用されているジル
コニウム合金として、ジルカロイ―２（重量で、
Sn約1.5％、Fe約0.15％、Cr約0.1％、Ni約0.05
％、残ジルコニウム）及びジルカロイ―４（重量
で、Sn約1.5％、Fe約0.2％、Cr約0.1％、残ジル
コニウム）が知られている。１０は燃料集合体、
１４核燃料要素、１８端栓、１９植込ボルト、２
０空間、２４核燃料物質支持手段である。 耐食性の優れたジルコニウム合金においても、
炉内で長時間にわたり高温高圧の水あるいは水蒸
気にさらされると酸化層の厚膜化あるいは局所に
集中したノジユール状の腐食（以後ノジユラ腐食
と略記）が生じ、非酸化部の肉厚が減少するため
に構造部材の強度低下の原因となる。 原子力燃料の高燃焼変化、運転期間の長期化を
はかるためには、従来のジルコニウム合金の耐食
性をさらに向上させる必要がある。 前述のジルコニウム合金の耐食性を向上するた
めにジルコニウム合金の金属組織として、金属間
化合物相（Zr（Fe、Cr）2、Zr（Ni、Fe）2あるい
はZr2（Ni、Fe））の分布形態を熱処理により変
化させる方法が公知である。特開昭51−110412に
は、粒内及び粒界に均一に分散していた金属間化
合物相を〔α＋β〕相温度範囲から、比較的ゆる
やかな冷却速度（30℃〜200℃／ｓ）で冷却させ
る方法、特開昭52−70917には、β相単相となる
温度範囲から急冷（冷却速度800℃／ｓ）し、
金属間化合物相を完全に固溶させた後α相温度範
囲で焼鈍して、金属間化合物相を粒界に選択的に
析出させる方法が示されている。 しかし、これらの方法によりFe、Crあるいは
Niを金属間化合物相として粒界に析出させると
粒内のFe、CrあるいはNiの固溶量が低下し、粒
内の耐食性が劣化し、粒内を起点とするノジユラ
腐食が発生する場合があることを見い出した。 （発明の要点） （発明の目的） 本発明の目的は、高温高圧水あるいは高温高圧
水蒸気中で長期間使用しても、ノジユラ腐食が発
生せず、かつ酸化被膜の厚膜化あるいは剥離が生
じない高耐食性ジルコニウム合金を提供するにあ
る。 （発明の説明） 本発明は、重量でSn1〜２％と、Fe0.05〜0.3
％及びCr0.05〜0.2％の１種以上を含み、残部が
実質的にZrよりなるジルコニウム合金において、
該合金は該合金への前記Fe及びCrの１種以上の
合計の固溶量が0.28％以上であることを特徴とす
る高耐食性ジルコニウム合金にある。 本発明によれば、Zrより貴な電位を有する
Fe、CrあるいはNiをマトリツクス中に固溶さ
せ、酸化被膜を介して酸化被膜表面とジルコニウ
ム合金との間に発生する電位差を小さくすること
により、酸化速度を低下させると共に、ノジユラ
腐食の発生を防止することができる。 本発明のジルコニウム合金はNiを0.1％以下含
むことができ、0.01〜0.08％が好ましい。 本発明の高耐食性ジルコニウム合金は次の製造
法によつて得ることができる。 α相とβ相を含む温度で加熱し急冷する溶体化
処理が施される。この溶体化処理はβ相でのそれ
より加工性が高いので、その後の冷間塑性加工が
容易であり、その温度での溶体化処理が好まし
い。この溶体化処理によつて軟い粒状のα相とそ
れより硬い針状のα′相が形成される。α′相はβ
相から急冷して得られたものである。溶体化処理
温度は825〜965℃が好ましく、10分以下の短時間
の加熱が好ましい。 焼鈍は溶体化処理後、冷間塑性加工を行い、そ
の軟化のために行われ、最終冷間加工後に最終焼
鈍が施されて最終製品が得られる。この焼鈍温度
と時間を調整して合金中のFe及びCrの１種以上
の固溶量を0.28％以上に保つことが必要である。
これらの固溶量が0.28％未満ではノジユラ腐食が
起り、良好な耐食性が得られない。焼鈍温度は
400〜700℃が好ましく、その加熱時間は１〜５時
間が好ましい。特に、400〜640℃が好ましい。 実施例 １ 第２図は、酸化被膜の表面及びジルコニウム合
金（ジルカロイ―４）板材に白金電極を接続し、
外部電源により所定の電圧を付加しつつ、温度
500℃圧力105Kgｆ／cm2の水蒸気中に20h保持した
後の酸化被膜の厚さ変化を示すものである。ジル
コニウム合金は、重量でSn1.5％、Fe0.20％、
Cr0.10％を含むものであり、アーク溶解によつて
インゴツトを形成し、インゴツトを熱間鍛造した
後、β相にて溶体化処理したものである。図よ
り、著しく酸化が促進されるのは、ジルカロイ―
４板材の電位が酸化被膜の表面に対し負になる場
合であること、及び前記電位差が小さくなると共
に酸化が抑制されることがわかる。 表は、Fe及びCrのマトリツクス中への固溶度
を変化させるために、ジルカロイ―４の焼鈍材
（600℃、5h）に施した熱処理を示す。熱処理No.
１は、焼鈍を完全にするために、650℃、5hの焼
鈍を追加して施しFe及びCrを金属間化合物相と
してほぼ完全に析出させたものである。熱処理No.
２〜７は、溶体化処理温度を847℃、900℃及び
943℃の３種類としてFe及びCrの固溶度を変化さ
せたもの（No.２、No.４）及び溶体化処理後600℃
及び650℃にて焼鈍することにより固溶したFe及
びCrの一部を再析出させたもの（No.３、No.５〜
７）である。かかるNo.２〜７の熱処理によつて、
Fe及びCrのマトリツクス中への固溶度を、60〜
90％の範囲で変化させた。
【表】
表に記載の各熱処理材の金属組織を10000倍に
拡大して観察し析出物の粒径及び個数を測定する
ことにより、析出物の体積率fvolを求めた。 No.２〜７の熱処理材における、Fe及びCrのマ
トリツクス中への固溶度Ｃ〔％〕は、完全焼鈍材
（熱処理No.１）における析出物の体積率fv*olを
基準（100％析出）として(1)式を用いて算出し
た。 Ｃ〔％〕＝（１−ｆｖｏｌ／ｆｖ＊ｏｌ）×100 式においてfvolはNo.２〜７の熱処理材における
析出物の体積率である。 第３図は、表に記載のNo.１〜７の各熱処理材を
温度500℃、圧力105Kgｆ／cm2の水蒸気中に60h保
持した後の酸化による腐食増量に及ぼす析出物の
体積率fvolより求めたFe＋Crのマトリツクス中
への固溶量の影響を示すものである。図中●印は
ノジユラ腐食が発生したものである。図より、
Fe及びCr量の固溶量が0.28重量％以上でノジユ
ラー腐食が発生せず、腐食量が顕著に少ないこと
がわかる。 実施例 ２ 次に、本発明のジルコニウム合金からなる原子
炉用核燃料被覆管の製造への適用例について説明
する。 第４図は燃料被覆管の製造方法を示すフロー図
である。所定の組成のジルコニウム合金はアーク
溶解によつてインゴツトされ、更にβ相の温度領
域で鍛造される。この鍛造後、α相とβ相とを含
む温度領域で加熱保持し、その温度より水冷する
溶体化処理が施される。次いで所定形状の円筒ビ
レツトにしたものを熱間押出しによつて細くかつ
薄肉にした後、所定温度で焼なましを施し、更に
冷間加工及び焼なましの繰返しによつて薄肉かつ
細くされ、最終焼なましを行つて、製品となる。
これらの溶体化処理後の加熱は前述したFe及び
Crの合計の固溶量が0.28重量％以上になるように
加熱温度及び加熱時間がコントロールされる。そ
の固溶量は合金の組織から前述のように計算によ
つて求められ、その結果耐食性の優れた被覆管が
得られる。 第５図は原子炉用核燃料被覆管の他の製造方法
を示すフロー図である。熱間押出しによる熱間加
工後で冷間加工前にα相とβ相とを含む温度領域
で加熱し、水冷する溶体化処理を行うこと以外は
第４図と同じである。なお、β鍛造後の溶体化処
理は省略することができる。本実施例においても
Fe及びCrの合計の固溶量を0.28重量％以上にな
るように溶体化処理後の加熱温度及び加熱時間が
コントロールされ、その結果優れた耐食性が得ら
れる。 以上の本発明によれば、耐食性の高い燃料被覆
管が得られる。 以上の製造工程について詳細に説明する。 (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て電
極に仕上げ、これを消耗電極式アーク溶接炉で
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鍛造後又は後述する熱間押出
し後、α＋β相の温度領域まで加熱後急冷（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400〜
700℃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、熱間塑性加工、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。 （発明の効果） 本発明によれば、ノジユラー腐食が発生しない
耐食性の優れたジルコニウム合金が得られる。か
かるジルコニウム合金を用いた原子力プラント炉
内構造部材は、酸化が抑制され、ノジユラー腐食
の発生が防止できるので構造部材の肉厚減少ある
いは、酸化被膜の剥離が防止できる。よつて、部
材の信頼性が向上し、炉内滞在寿命が長期化でき
るので、原子力燃料の高燃焼度化が可能となる。
拡大して観察し析出物の粒径及び個数を測定する
ことにより、析出物の体積率fvolを求めた。 No.２〜７の熱処理材における、Fe及びCrのマ
トリツクス中への固溶度Ｃ〔％〕は、完全焼鈍材
（熱処理No.１）における析出物の体積率fv*olを
基準（100％析出）として(1)式を用いて算出し
た。 Ｃ〔％〕＝（１−ｆｖｏｌ／ｆｖ＊ｏｌ）×100 式においてfvolはNo.２〜７の熱処理材における
析出物の体積率である。 第３図は、表に記載のNo.１〜７の各熱処理材を
温度500℃、圧力105Kgｆ／cm2の水蒸気中に60h保
持した後の酸化による腐食増量に及ぼす析出物の
体積率fvolより求めたFe＋Crのマトリツクス中
への固溶量の影響を示すものである。図中●印は
ノジユラ腐食が発生したものである。図より、
Fe及びCr量の固溶量が0.28重量％以上でノジユ
ラー腐食が発生せず、腐食量が顕著に少ないこと
がわかる。 実施例 ２ 次に、本発明のジルコニウム合金からなる原子
炉用核燃料被覆管の製造への適用例について説明
する。 第４図は燃料被覆管の製造方法を示すフロー図
である。所定の組成のジルコニウム合金はアーク
溶解によつてインゴツトされ、更にβ相の温度領
域で鍛造される。この鍛造後、α相とβ相とを含
む温度領域で加熱保持し、その温度より水冷する
溶体化処理が施される。次いで所定形状の円筒ビ
レツトにしたものを熱間押出しによつて細くかつ
薄肉にした後、所定温度で焼なましを施し、更に
冷間加工及び焼なましの繰返しによつて薄肉かつ
細くされ、最終焼なましを行つて、製品となる。
これらの溶体化処理後の加熱は前述したFe及び
Crの合計の固溶量が0.28重量％以上になるように
加熱温度及び加熱時間がコントロールされる。そ
の固溶量は合金の組織から前述のように計算によ
つて求められ、その結果耐食性の優れた被覆管が
得られる。 第５図は原子炉用核燃料被覆管の他の製造方法
を示すフロー図である。熱間押出しによる熱間加
工後で冷間加工前にα相とβ相とを含む温度領域
で加熱し、水冷する溶体化処理を行うこと以外は
第４図と同じである。なお、β鍛造後の溶体化処
理は省略することができる。本実施例においても
Fe及びCrの合計の固溶量を0.28重量％以上にな
るように溶体化処理後の加熱温度及び加熱時間が
コントロールされ、その結果優れた耐食性が得ら
れる。 以上の本発明によれば、耐食性の高い燃料被覆
管が得られる。 以上の製造工程について詳細に説明する。 (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て電
極に仕上げ、これを消耗電極式アーク溶接炉で
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鍛造後又は後述する熱間押出
し後、α＋β相の温度領域まで加熱後急冷（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400〜
700℃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、熱間塑性加工、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。 （発明の効果） 本発明によれば、ノジユラー腐食が発生しない
耐食性の優れたジルコニウム合金が得られる。か
かるジルコニウム合金を用いた原子力プラント炉
内構造部材は、酸化が抑制され、ノジユラー腐食
の発生が防止できるので構造部材の肉厚減少ある
いは、酸化被膜の剥離が防止できる。よつて、部
材の信頼性が向上し、炉内滞在寿命が長期化でき
るので、原子力燃料の高燃焼度化が可能となる。
第１図は原子炉燃料集合体の部分切断断面図、
第２図は耐食性に及ぼすジルコニウム合金の酸化
被膜表面とジルコニウム合金との間の電位差の影
響を示す線図、第３図は、ジルコニウム合金の耐
食性に及ぼす析出物の体積率の影響を示す線図、
第４図及び第５図はジルコニウム合金よりなる原
子炉用核燃料被覆管の製造工程を示すフロー図で
ある。 １０…核燃料集合体、１１…チヤンネル、１４
…核燃料要素、１７…被覆管。
第２図は耐食性に及ぼすジルコニウム合金の酸化
被膜表面とジルコニウム合金との間の電位差の影
響を示す線図、第３図は、ジルコニウム合金の耐
食性に及ぼす析出物の体積率の影響を示す線図、
第４図及び第５図はジルコニウム合金よりなる原
子炉用核燃料被覆管の製造工程を示すフロー図で
ある。 １０…核燃料集合体、１１…チヤンネル、１４
…核燃料要素、１７…被覆管。
Claims (1)
- １ 重量で、Sn1〜２％と、Fe0.05〜0.3％及び
Cr0.05〜0.2％の１種以上とを含み、残部が実質
的にZrからなるジルコニウム合金において、前記
Fe及びCrの１種又は２種の合計の固溶量が0.28
重量％以上であることを特徴とする高耐食性ジル
コニウム合金。
Priority Applications (4)
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|---|---|---|---|
| JP57105403A JPS58224139A (ja) | 1982-06-21 | 1982-06-21 | 高耐食性ジルコニウム合金 |
| DE8383106001T DE3368691D1 (en) | 1982-06-21 | 1983-06-20 | Zirconium alloy having superior corrosion resistance |
| EP83106001A EP0098996B2 (en) | 1982-06-21 | 1983-06-20 | Zirconium alloy having superior corrosion resistance |
| US06/506,393 US4664727A (en) | 1982-06-21 | 1983-06-21 | Zirconium alloy having superior corrosion resistance |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57105403A JPS58224139A (ja) | 1982-06-21 | 1982-06-21 | 高耐食性ジルコニウム合金 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58224139A JPS58224139A (ja) | 1983-12-26 |
| JPS6239220B2 true JPS6239220B2 (ja) | 1987-08-21 |
Family
ID=14406650
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57105403A Granted JPS58224139A (ja) | 1982-06-21 | 1982-06-21 | 高耐食性ジルコニウム合金 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4664727A (ja) |
| EP (1) | EP0098996B2 (ja) |
| JP (1) | JPS58224139A (ja) |
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-
1982
- 1982-06-21 JP JP57105403A patent/JPS58224139A/ja active Granted
-
1983
- 1983-06-20 DE DE8383106001T patent/DE3368691D1/de not_active Expired
- 1983-06-20 EP EP83106001A patent/EP0098996B2/en not_active Expired - Lifetime
- 1983-06-21 US US06/506,393 patent/US4664727A/en not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
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| US4664727A (en) | 1987-05-12 |
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| JPS58224139A (ja) | 1983-12-26 |
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