JPH0456277B2

JPH0456277B2 -

Info

Publication number: JPH0456277B2
Application number: JP62042634A
Authority: JP
Inventors: Iwao Takase; Masatoshi Inagaki; Masayoshi Kanno; Jiro Kunya; Sumi Yoshida; Isao Masaoka; Tetsuo Yasuda
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1987-02-27
Filing date: 1987-02-27
Publication date: 1992-09-07
Also published as: JPS63210694A

Description

【発明の詳細な説明】

〔産業上の利用分野〕本発明は、原子炉用燃料集合体及びその製造法
に係り、特に複数本の燃料棒をスペーサで間を仕
切つて筒内に収納してなる構造を有する原子炉用
燃料集合体及びその製造法に関する。〔従来の技術〕沸騰水型原子炉（BWR）及び加圧水型原子炉
（PWR）の物品材料としてニオブ0.5〜５重量％
程度含有し、残部がジルコニウムよりなるジルコ
ニウム−ニオブ合金があり、特開昭47−42220号
公報に記載されている。該公開特許公報には、ジ
ルコニウム−ニオブ合金の溶接部は高温高圧水の
環境下で腐食されて白色の酸化物被膜が形成され
迅速腐食性となること、溶接後に450乃至650℃で
熱処理することにより黒色酸化物被膜となり耐食
性となることが開示されている。一方、ニオブを2.5重量％含むジルコニウム−
ニオブ合金を溶接後、熱処理したものは、高温高
圧水の環境下で白色腐食を生じるという報告もあ
り、下記の文献に記載されている。プロシーデイングスオブ・ジ・インターナシ
ヨナルシンポジウムオンエンバアイロンメン
タルデグラデーシヨンオブマテリアルズイ
ンニユクリアパワーシステムズウオーター
リアクターズ，マートルビーチ，サウスカロラ
イナ 1983年８月22−25日〔Proceedings of the International
Symposium on Environmental Degradation
of Materials in Nuclear Power Systems−
Water Reactors， Myrtle Beach，South Corolina Augst 22−
25，1983〕第274〜294頁〔発明が解決しようとする問題点〕上記二つの従来技術は、ジルコニウム−ニオブ
合金の溶接部及び熱影響部に生じる白色腐食すな
わち白色酸化物被膜の生成防止に対する熱処理の
効果について、全く正反対のことを述べている。
溶接部及び熱影響部の白色腐食の防止対策につい
ては、有効な手段が確立されていないのが実情で
ある。本発明の目的は、溶接部及び熱影響部が高温高
圧水によつて白色腐食を生じにくいようにした原
子炉用燃料集合体及びその製造法を提供するにあ
る。〔問題点を解決するための手段〕本発明は、原子炉用燃料集合体において、溶接
構造となる筒及びスペーサの一方又は両方を、ニ
オブ（Nb）0.5〜2.2重量％と錫（Sn）0.5〜1.5重
量％をSn≧２＋Nb重量％−3.0の関係を満足する
ように含み、残部がジルコニウム（Zr）よりな
るジルコニウム−ニオブ−錫合金によつて構成
し、且つ溶接部及び溶接熱影響部を平衡相のみか
らなる結晶組織、或は平衡相を面積率で85％以上
含み残部が非平衡相よりなる結晶組織のいずれか
とし、非溶接部を平衡相組織としたこにある。更に本発明は、溶接構造よりなる筒及びスペー
サの一方又は両方を、Nb0.5〜2.2重量％とSn0.5
〜1.5重量％及びモリブデン（Mo）0.1〜0.8重量
％をSn≧２＋Nb重量％−3.0の関係を満足するよ
うに含み、残部がZrよりなるジルコニウム−ニ
オブ−錫−モリブデン合金によつて構成し、且つ
溶接部及び溶接熱影響部を平衡相のみからなる結
晶組織、或は平衡相を面積率で85％以上含み残部
が非平衡相よりなる結晶組織のいずれかとし、非
溶接部を平衡相組織としたことにある。 Mo重量％とNb重量％との合計量は、1.5重量
％とすることが好ましく、これにより引張強さ70
Kg／mm²を確保でき、筒或はスペーサを薄肉にして
燃料集合体を軽量化することができる。本発明の原子炉用燃料集合体の製造法は、前述
の組成を有する合金よりなる板材を用いて溶接に
よつて製造し、溶接後時効処理を施し、溶接部及
び溶接熱影響部が全平衡相のみ又は面積率で85％
以上の平衡相と残部針状の非平衡相の混在相を有
し、非溶接部が粒状の全平衡相組織を得ることを
特徴とする。〔作用〕本発明は、ジルコニウム−ニオブ二元合金より
なる原子炉用物品の溶接部及び溶接熱影響部に白
色腐食が生じるのは、結晶組織中に非平衡相が現
れるためであることを究明したことに基づいてい
る。シルコニウム−ニオブ二元合金の平衡状態図に
おける平衡相は、Nbを約１重量％前後固溶した
六方晶α相Zrと、Zrを15重量％（以下、wt％と
も言う）以下固溶したβ相Nbである。ニオブ量
を増減することによつて、これらの平衡相が単独
で存在したり或は混在するようになる。ところが、これらの平衡相組織を有するジルコ
ニウム−ニオブ二元合金を溶接すると、溶接後の
冷却過程で平衡状態図には現れない非平衡相が発
生する。この非平衡相は針状に生成しており、そ
の量は、面積率で50％をはるかに超えるほどであ
る。本発明者は、高温高圧水の環境下において針状
の非平衡相が白色腐食を生じ、ここを起点として
白色腐食が進展することを確認した。以上のことから、本発明は、溶接によつて溶接
部及び熱影響部に生じた非平衡相を消失させるか
或は非平衡相の割合を非常に少なくし、白色腐食
を生じにくくしたものである。溶接部および溶接熱影響部を、平衡相のみの組
織或は非平衡相をわずかに含み、大部分が平衡相
からなる実質的に平衡相組織とすることによつ
て、高温高圧水の環境下での腐食に対して高い抵
抗力を与えることができ、白色腐食を防止或は著
しく軽減することができる。溶接部及び溶接熱影響に混在させうる非平衡相
の割合は、面積率で15％以下にすべきであり、少
なければ少ないほどよい。非平衡相の面積率が15
％以下であれば、白色腐食は生じないか或はたと
え生じたとしても実用上問題とならないことを確
認した。非平衡相は、Nbを過飽和に固溶したβ相Zr，
ω相Zr及びα′相と呼ばれるマルテンサイト相から
なる複雑な組織であり、針状に現れる。ジルコニ
ウム−ニオブ二元合金中にSn或はSnとMoを含有
した三元合金或は四元合金とし且つSn量、Mo量
を適切な範囲としたものは、溶接後に熱処理を施
すことによつて非平衡相を消失或はきわめて少な
くでき、面積率で15％以下に制御できることを確
認した。熱処理としては、時効処理を施す。本発明は、溶接部及び溶接熱影響部を平衡相の
みの組織すなわち全平衡組織とするか或は平衡相
を面積率で85％以上含み、残りの15％以下が非平
衡相よりなる組織とすることにある。平衡相を85
％以上含み、非平衡相が15％以下混在する組織を
総称して実質的に平衡相組織と表現する。本発明において、溶接の影響を受けない非溶接
部は、平衡相のみの組織を有し、溶接後の時効処
理によつて粒状の平衡相よりなる再結晶組織とな
る。（原子炉用燃料集合体の構成） BWR燃料集合体は第１２図の断面概略図で示
すように多数の燃料棒１とそれらを相互に所定の
間隔で保持するスペーサ２、更にそれらを収納す
る角筒のチヤンネルボツクス３、燃料被覆管内に
燃料ペレツトが入つた燃料棒１の両端を保持する
上部タイプレート４及び下部タイプレート５、並
びに全体を搬送するためのハンドルから構成され
る。またこれら燃料集合体の製造に際しては複雑な
製造工程を経ており、各構造共に溶接で組立てら
れる。スペーサは、第１３図に平面図で示すような格
子状の枠体であり、スペーサバー６とスペーサ板
ばね７とよりなり、燃料棒１はスペーサの各格子
の中に挿入される。かかるスペーサは、BWR燃
料集合体では長手方向に沿つて７個所設けられ、
多数の燃料棒を所定の間隔に保ち、かつ固定して
おり、燃料棒１の横振動、長手方向の曲がりなど
を防止している。第１４図はスペーサの側面図を
示しており、燃料棒１の燃料被覆管１ａはスペー
サバー６をスペーサ板ばね７によつて固定され
る。なおスペーサは燃料棒からの応力が負荷され
た状態で使用される。また同部材は炉水に接す
る。符号８は溶接部を示している。燃料チヤンネルボツクス３はスペーサで束ねら
れた燃料棒を内部に収納する角筒体であり、第１
２図において上部タイプレート４と下部タイプレ
ート５で燃料棒を固定し、その上からかぶせるよ
うにチヤンネルボツクス３が挿入される。第６図
にチヤンネルボツクスを拡大した斜視図を示す
が、２分割した板加工材を溶接部８で接合した角
筒形状を呈する。当部材はプラント運転時に燃料
棒で発生した高温水及び蒸気を強制的に上部へ導
く働きをさせるものであり、負筒の外側に応力が
常時負荷される状態で長期間使用される。高温高圧水は、BWRの場合、たとえば288℃、
85Kg／cm²にもなる。加圧水型原子炉（PWR）の
場合は、これよりも更に高温高圧となる。従つて、燃料集合体を構成する燃料被覆管、ス
ペーサ並びにチヤンネルボツクス用材料にはこれ
らの高温高圧水の環境下で耐食性及び耐水素脆性
を有することが要求される。又、引張強さが大き
いことも必要である。ジルコニウム基合金は、一般に耐食性が高く、
中性子吸収断面積が小さい。これら特性は原子炉
用燃料集合体用材料として適しており、燃料集合
体を構成する燃料被覆管、チヤンネルボツクス、
スペーサ等に使用されている。これらの用途に使
用されるジルコニウム基合金としては、ジルカロ
イ−２（Sn1.2〜1.7wt％、Fe0.07〜0.2wt％、
Cr0.05〜0.15wt％、Ni 0.03〜0.08wt％、残Zr）、
ジルカロイ−４（Sn1.2〜1.7wt％、Fe0.18〜
0.24wt％、Cr0.05〜0.15wt％、残Zr）、Zr−1wt
％Nb 合金、Zr−2.5wt％Nb合金、Zr−3.5wt％
Sn−0.8wt％Nb−0.8wt％Mo合金（Excel合金）、
Zr−1wt％Sn−1wt％Nb−0.5wt％Fe合金Zr−
Nb（0.5〜5.0wt％）−Sn（０〜3.0wt％）−Fe，Ni，
Cr，Ta，Pd，Mo，Ｗのいずれか１種（〜2wt
％）合金等がある。ジルカロイと呼ばれるZr−Sn−Fe−Cr−（Ni）
合金は沸騰水型原子炉中で長時間使用されると、
局部酸化（ノジユラ腐食）が発生する。ノジユラ
腐食の発生は、部材の健全部の肉厚を減少させる
と共に、腐食反応に伴つて発生する水素が部材に
吸収され、合金部材中に脆い水素化物が形成され
るので強度低下の原因となる。腐食現象は時間経
過と共に進行するので、これら部材を長期間使用
する高燃焼度運転条件下では、部材の腐食が燃料
集合体の寿命を決定する因子となるとの考え方が
一般的である。 Nbを含むジルコニウム−ニオブ合金は、強度
が高く、クリープ特性に優れ、水素吸収率が低い
ことが知られている。ノジユラ腐食と呼ばれる局
部腐食も発生しない。これらは、燃料集合体部材
用材料として好ましい特性であるが、溶接部及び
熱影響部に白色腐食が生じるという問題がある。なお、ニオブ−ジルコニウム系多元合金とし
て、特開昭61−170552号公報には、0.5〜2.0wt％
のNbと、1.5重量％までのSnと、Fe，Cr，Mo，
Ｖ，Cu，Ni及びＷからなる群から選択された
0.25wt％までの第３合金元素を含むジルコニウム
合金が示され、高温蒸気環境内において耐食性を
付与する特殊なミクロ構造を有することが開示さ
れている。しかし、実際に例示された合金は、
Zr−Nb−Sn−Fe合金だけであり、溶接部の白食
腐食についても全然開示されていない。米国特許3121034号にはZrベースの２元合金
（Zr−0.5〜5wt％Nb）、３元合金（Zr−0.5〜5wt
％Nb−０〜3wt％Sn）または４元合金（Zr−0.5
〜5wt％Nb−０〜3wt％Sn−Fe，Ni，Cr，Ta，
Pd，Mo，Ｗ，のいずれか１種を０〜2wt％）に
おいて、冷間圧延（加工度：50〜60％）後550〜
600℃、１〜240時間焼なまし（空気中冷却）する
ことによつて高耐食性を改善示すことが開示され
ている。しかし、溶接構造部材では、溶接後、数
十％の強加工を溶接部に施すことは困難である。ここに開示された技術は、溶接構造となる原子
炉用燃料集合体には適用できない。（Nb添加の効果） Zr−Nb系二元合金の金属平衡状態図において、
室温における平衡相は、Nbを約1wt％固溶した
六方晶α相Zrと、Zrを15wt％以下固溶したβ相
Nbとである。溶接部及びその周辺の熱影響部は、
高温から急冷されるので、平衡状態図には現われ
ない非平衡相が発生する。第２図は830℃（α＋
β相温度範囲）から毎秒100℃の平均冷却速度で
冷却させたZr−2.5wt％Nb合金の金属組織を示
す。図中の白色の部分はNbを約1.5wt％固溶した
α相Zrである。α相Zrを取囲む針状の金属組織
は高温においてβ相であつた部分が急冷されるこ
とにより発生したものであり、Nbを約3.5wt％固
溶した残留β相、ω相あるいはマルテンサイト
（α′）と呼ばれる非平衡相からなる複雑な金属組
織である。溶接部及びその周辺の熱影響部におい
ても同様な金属組織となる。すなわち、862℃以
上のβ相温度範囲に加熱された領域では針状組織
となり、αとβ相が混在する温度範囲に加熱され
た領域では、第２図に示した金属組織と類似なα
相Zr結晶粒と針状組織との混合組織となる。加
熱温度の上昇に伴い、針状組織の部分が増加し、
加熱温度がβ相温度範囲になるとα相Zr結晶粒
は見られず、すべて針状組織となる。第３図は、
耐食性と金属組織との関係を示す模式図である。
第２図に示した金属組織を有する合金を高温水中
で腐食させると、非平衡相である針状組織の部分
のみが選択的に腐食が加速され、ポーラスな白色
の厚い酸化膜が形成される。一方Nbを7.5wt％前後固溶したα相Zrの部分の
耐食性は極めて高い。Nbを1.5wt％以上含むZr−
Nb合金の溶接部及び熱影響部では、上述した白
色の加速腐食が発生する。ジルコニウム−ニオブ系合金において、ニオブ
はノジユラ腐食を生じにくくする効果と、時効処
理によつてβ相Nb結晶粒を析出し、強度を高め
る効果を有する。第５図に示すように時効処理を
施さない材料では白色腐食の感受性が著しく高
く、Zr−Nb二元合金では1.0wt％の添加で既に白
色腐食が生じ、それ以上のNb添加では更に腐食
が進む。 Zr−Nb−Sn−Moの四元合金は1.0wt％未満の
Nb量では白色腐食が生じないが、それを超えた
多量のNb添加では二元合金と同じく白色腐食が
生ずる。Nb含有量が増すと腐食が生じやすくな
る理由は、前述したように溶接部及び熱影響部に
非平衡相のα′相Zrあるいはβ相Zr相を形成しや
すくなるためである。これに対し、本発明の四元
合金はSn添加によるβ−Nb析出の促進及びMo
−Nbなどの金属間化合物の析出によつて非平衡
相中のNb固溶量が低下するため耐食性及び強度
が高い。時効処理を施すと、耐食性は向上し、
Zr−Nb二元合金でも約1.5wt％Nb添加材で白色
腐食が生じない。しかし、約2wt％Nb添加では
白色腐食が生じる。Zr−Nb−Sn−Mo四元合金
では2.5wt％Nb添加でも白色腐食発生は認められ
ず、耐食性にすぐれていることがわかる。なお、
Nb量の上限を2.2wt％とすれば、Zr−Nb−Sn三
元合金或いはZr−Nb−Sn−Mo四元合金の全組
成範囲において、Nbの効果を有効に発揮させる
ことが可能である。（Sn添加の効果）針状組織を有する非平衡相は、高温で生成した
β相が急冷されることにより発生する。Sn添加
によりα相Zr中へのNbの固溶量が増加し、β相
Zr中でのNb固溶量が低下する。これにより溶接
後の冷却過程において非平衡相が発生しにくくな
る。このように溶接状態で非平衡相を発生しにく
くしておいて、その後、時効処理を施すことによ
り、溶接部および熱影響部から非平衡相を消失或
いは非平衡相の量を著しく少なくすることができ
る。第４図はZr−Nb−Sn系三元合金の725℃に
おける平衡状態図を示す。Snを添加しない場合、
α相Zr中へのNbの最大固溶量は約1.5wt％である
が、Sn含有量を2wt％まで増加させると、α相Zr
中へのNb固溶量は、最大2.5wt％まで増加させる
ことがわかる。しかし、Snの添加が2wt％上まわ
ると、Zr₄Snが析出し、α相Zr中へのNb固溶量
の増加に作用しない。良好な耐食性を維持するた
めには、これらSnとNb添加量との間に適正な相
関々係があり、それを満足しなければならない。
第４図の斜線で示した領域が適正な範囲であり、
Sn≧２＋Nbwt％−3.0の関係を有する。前記関
係を満たすZr−Nb−Sn三元合金或いはZr−Nb
−Sn−Mo四元合金部材を、溶接後、熱処理する
ことによつて非平衡相を消失或いは著しく低減す
るとが可能となる。熱処理は、次の条件で行うことがきわめて好ま
しい。すなわちα相Zr中にNbが高い固溶度を有する
680〜780℃温度範囲に少なくとも２秒以上保持さ
れることが必要であり、α＋β相温度範囲の高温
から連続的に冷却され、680〜780℃の冷却時間が
２秒以上、冷却速度にして約50℃／sec以下に制
御するとよい。 Sn添加の効果は、高温α相Zr中へのNb固溶量
を増加させることによりβ相中のNb固溶量を減
少させると共に、冷却過程において残留β相、ω
相並びにマルテンサイト（α′相）の生成を抑制す
ることである。Snの最大添加量は2wt％であり好
ましくは1.5wt％となりそれ以上の添加は効果を
減少させる。Nbを多量に固溶したα相Zrは、温
度の低下と共に固溶度が減少するため、β相Nb
がａ相Zr結晶粒内及び粒界に析出し、1.5wt％前
後のNbを固溶したα相Zrと微細なβ相Nbとから
なる金属組織となる。β相中のNb固溶量が低い
ため、針状組織中にも非平衡相が生成しにくい。（Mo添加の効果） Moはα相Zr中にほとんど固溶せず、体心立方
晶の金属間化合物Mo₂Zrとして微細析出する。微
細析出物が結晶粒内及び粒界に均一に分散するこ
とにより合金の変形抵抗を高め強度を上昇させる
効果がある。耐食性に悪影響を及ぼすNbを減少
させても、Moを同時に添加することにより、強
度を維持できる効果がある。Nb添加においては、
β相Nbが微細析出することにより強度が向上し
Mo添加においては、Mo₂Zrが微細析出すること
により強度が向上する。このような析出による合
金の強化効果は、実施例の項で述べるようにMo
とNbとの複合添加ではNb＋Mo≧1.5wt％とする
必要がある。よつて、Nb＋Mo量が1.5wt％以上
となるように添加することが好ましい。（時効処理の組織改善効果） Sn添加により非平衡相の発生は抑制されるが、
冷却速度が速い溶接条件では、なお非平衡相が残
存する場合である。そこで、610℃以下の温度範
囲で時効処理を施すことにより非平衡相は、この
範度範囲で安定なα相Zrとβ相Nb並びにMo₂Zr
金属間化合物相とに分解し、実質的に非平衡相が
残存しない溶接部及び熱影響部の金属組織にする
ことができる。よつて溶接後時効処理を施すこと
により、α相Zr中に固溶するNb量の上限値より
Nb添加量を0.5wt％程度増加させても溶接部及び
熱影響部の耐食性は低下しない。〔実施例〕以上本発明を実施例により更に具体的に説明す
るが、本発明はこれら実施例に限定されない。＜実施例：Ｉ＞表１は、合金の化学組成を示す。アーク溶解イ
ンゴツトを熱間鍛造し、1000℃で溶体化処理した
後、600〜650℃の温度の熱間圧延を繰返すことに
より厚さ10mmの板材とした。この板材を980℃で
再び溶体化処理し、冷間圧延（板厚減少率40％）
と650℃で２〜３時間保持の焼なましとを交互に
３回繰返すことにより厚さ2.2mmの板材とした。
この板材を830℃に加熱し１時間保持した後、平
均冷却速度50℃／Ｓで室温まで冷却した。板材を
コの字型に曲げ加工し、第７図に示すようにTIG
溶接し角筒状のチヤンネルボツクスを組立した。
TIG溶接後、ビードを平担化する冷間加工を施し
た。その後、500℃で24時間の時効処理を施した。
真空中またはAr中で行つた。 TIG溶接直後の角筒及び時効処理終了後の角筒
より、溶接部を含む試験片を切り出し、金属組織
観察及び腐食試験に供した。

【表】表２は、溶接部の金属組織を示す。NSM−Ｌ
合金は、溶接材、溶接時効材のいずれにおいても
非平衡相を含まない。NSM−Ｈ合金は、溶接の
ままではα′相Zr（非平衡相）を含むが、溶接後時
効処理することにより非平衡相は消失する。
NSM合金は、溶接材、溶接時効材ともに非平衡
相が残存する。Snを含まないZr−2.5Nb合金にお
いては、NSM合金より多量の非平衡相が残存し
ていた。この非平衡相は、時効処理によつても消
失しない。

【表】表３は、各試験片を288℃の高温水中に300時間
保持する腐食試験結果を示す。高温水中の溶存酸
素は５〜8ppmであり、オートクレーブ中の高温
水は10／ｈで循環させた。 NSM−Ｌ合金においては、溶接部、熱影響部
ともに黒色の薄い酸化膜が形成され、良好な耐食
性を示した。NSM−Ｈ合金においては、溶接材
の熱影響部において灰色の光沢のない酸化膜が形
成されやや耐食性が低下したが、時効処理を施す
ことにより耐食性は良好となる。MSM合金、Zn
−2.5Nb合金の耐食性は低く時効処理を施しても
耐食性は良好とはならない。NSM合金の耐食性
はZr−2.5Nb合金より優れており、Snを添加した
効果であるNSM−Ｈ合金NSM−Ｌ合金は、Zn
−2.5Nb合金と同等な引張強さを有し強度、耐食
性ともに優れた合金であることがわかつた。図中○印は酸化膜厚さが1μm以下であり光沢の
ある黒色の酸化膜が形成されたことを示す。耐食
性は高い。 △印は灰色の光沢のない酸化膜が形成されたこ
とを示し酸化膜厚さは１〜3μmであつた。耐食性
はやや劣る。×印は白色のポーラスの酸化膜が形
成されたことを示し、酸化膜厚さは4μm以上とな
る。耐食性は低い。

【表】＜実施例：＞第１図はZr−Nb−Sn（約1wt％）−Mo（約0.5wt
％）合金における引張強さとNb＋Mo添加量の関
係を示す。各種のアーク溶解インゴツトをβ相の
温度で鍛造し、1000℃溶体化処理した後、700℃
熱間圧延を２回繰返して厚さ10mmの板材した。こ
の板を冷間圧延と焼なまし（600℃）を交互に２
回繰返すことにより厚さ３mmの板材とした。この
板材を880℃に加熱し、１時間保持後水冷却した。
脱スケール後、再度冷間圧延で厚さ2.2mmとした。
この板材をコの字型に曲げ加工を施し、その後、
プラズマ溶接で角筒状のチヤンネルボツクスを組
立てた。溶接後500℃24hで時効処理を施した。その後角筒より、引張試験片を切出し、試験に
供した。試験の結果、合金の引張強さはNb＋Mo
添加量の増加に伴つて高くなり、Nb＋Mo添加量
が1.5wt％を上まわる部材では70Kg／mm²以上とな
る。＜実施例：＞材料は工業用純ジルコニウムを用い、第４表に
示す合金を各々溶製した。溶解は真空アーク溶解
炉を用いた。各々の試料は1000℃溶体化処理し、
その後750℃で熱間塑性加工、冷間圧延と焼なま
し（650℃）を繰返して２mmｔの薄板にした。次
に880℃1h溶体化処理し、さらに10％冷間加工し
た後に溶接し、最終的に時効処理（500℃24h）
を施した。溶接継手材より腐食試験片を採取して高温蒸気
中試験を行つてノジユラ腐食感受性、高温水中腐
食試験を行つて白色腐食感受性をそれぞれ評価し
た。高温蒸気中腐食試験は510℃105Kg／cm²過熱蒸
気中に20h保持した。また高温水中腐食試験は
288℃、85Kg／cm²高温水中に約300h保持した。耐
圧性の評価は試験後の外観々察腐食増量及び酸化
皮膜厚さを測定して行つた。腐食試験の結果、第４表に示すように本発明材
はノジユラ腐食並びに白色腐食が発生せず、耐食
性にすぐれているこがわかる。次に前述の溶接工程において、溶接施工前に時
効処理を行つた後に溶接した試料（最終工程は溶
接のまま）についても同様な耐食性評価を行つ
た。その結果、溶接のままの材における耐食性は、
従来のZn−2.5wt％Nbでは白色腐食の発生が著
しく、粉末状の酸化物となるが、本発明材では白
色状の腐食が認められるもののごくわずかであ
り、耐食性にすぐれていることがわかつた。

〔発明の効果〕

以上のように、原子炉用燃料集合体において、
溶接構造を有する筒或いはスペーサの溶接部及び
溶接熱影響部に非平衡相を存在させないか或いは
非平衡相の量を少なくすることによつて、高温高
圧水による白色腐食を著しく低減することができ
る。

【図面の簡単な説明】

第１図は実施例の引張強さとNb＋Mo量の関
係を示す特性図、第２図はZr−Nb二元合金の金
属組織を示す、顕微鏡写真、第３図は金属組織と
耐食性との関係模式図、第４図はZr−Nb−Sn合
金３元平衡状態図、第５図はZr−Nb，Zr−Nb−
Sn−Mo合金の腐食増量とNb量との関係図、第
６図はチヤンネルボツクスの斜視図、第７図は実
施例Ｉのチヤンネルボツクス製造プロセスを示す
工程図、第８図はスペーサの形状を示す平面図及
びその側面図、第９図は実施例のスペーサ製造
プロセス、第１０図はスペーサー加工を示す見取
図、第１１図は丸セル型スペーサの形状を示す平
面図及びその斜視図、第１２図は燃料集合体の断
面図、第１３図はスペーサの平面図、第１４図は
その側面である。１……燃料棒（燃料被覆管も含む）、２……ス
ペーサ、３……チヤンネルボツクス、６……スペ
ーサバー、７……スペーサ板ばね、８……溶接
部、９……スペーサデバイダー、１０……テイン
プル、１１……スペーサバンド。

Claims

【特許請求の範囲】１燃料ペレツトを燃料被覆管内に内蔵したもの
よりなる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒
及び該筒内の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを
具備し、前記筒と前記スペーサの少なくとも一方
が溶接構造よりなる原子炉用燃料集合体におい
て、溶接構造よりなる前記筒と前記スペーサの少
なくとも一方が、ニオブ0.5〜2.2重量％と錫0.5〜
1.5重量％を錫≧２×ニオブ重量％−3.0を満足す
るように含み、残部がジルコニウムよりなるジル
コニウム−ニオブ−錫合金により構成されており
且つ溶接部と溶接熱影響部が全平衡相組織又は面
積率で85％以上の平衡相と残部針状の非平衡相か
らなり、非溶接部が全平衡相組織を有することを
特徴とする原子炉用燃料集合体。２燃料ペレツトを燃料被覆管内に内蔵したもの
よりなる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒
及び該筒内の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを
具備し、前記筒と前記スペーサの少なくとも一方
が溶接構造よりなる原子炉用燃料集合体におい
て、溶接構造よりなる前記筒と前記スペーサの少
なくとも一方が、ニオブ0.5〜2.2重量％と錫0.5〜
1.5重量％及びモリブデン0.1〜0.8重量％を錫≧２
×ニオブ重量％−3.0、ニオブ重量％＋モリブデ
ン重量％≧1.5重量％を満足するように含み、残
部がジルコニウムよりなるジルコニウム−ニオブ
−錫合金により構成されており且つ溶接部と溶接
熱影響部が全平衡相組織又は面積率で85％以上の
平衡相と残部針状の非平衡相からなり、非溶接部
が全平衡相組織よりなることを特徴とする原子炉
用燃料集合体。３燃料ペレツトを燃料被覆管内に内蔵したもの
よりなる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒
及び該筒内の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを
具備し、前記筒と前記スペーサの少なくとも一方
が溶接構造よりなる原子炉用燃料集合体の製造法
において、前記筒と前記スペーサの少なくとも一
方を、ニオブ0.5〜2.2重量％と錫0.5〜1.5重量％
を錫≧２×ニオブ重量％−3.0を満足するように
含み、残部がジルコニウムよりなるジルコニウム
−ニオブ−錫合金よりなる板材を用いて溶接によ
つて製造し、該溶接後時効処理を施し溶接部及び
溶接熱影響部が全平衡相組織又は面積率で85％以
上の平衡相と残部針状の非平衡相との混在相を有
し、非溶接部が粒状の全平衡相組織を得ることを
特徴とする原子炉用燃料集合体の製造法。４燃料ペレツトを燃料被覆管内に内蔵したもの
よりなる燃料棒、複数本の該燃料棒を収納する筒
及び該筒内の前記燃料棒の間を仕切るスペーサを
具備し、前記筒と前記スペーサの少なくとも一方
が溶接構造よりなる原子炉用燃料集合体の製造法
において、前記筒と前記スペーサの少なくとも一
方を、ニオブ0.5〜2.2重量％と錫0.5〜1.5重量％
及びモリブデン0.1〜0.8重量％を錫≧２×ニオブ
重量％−3.0、ニオブ重量％＋モリブデン重量％
≧1.5重量％を満足するように含み、残部がジル
コニウムよりなるジルコニウム−ニオブ−錫合金
よりなる板材を用いて溶接によつて製造し、該溶
接後時効処理を施し溶接部と溶接熱影響が全平衡
相組織或は平衡相を面積率で85％以上含み残部が
針状の非平衡相よりなる混在相組織のいずれかよ
りなり、非溶接部が粒状の全平衡相よりなる再結
晶組織を得ることを特徴とする原子炉用燃料集合
体の製造法。