276

原子炉容器鋼材の中性子照射脆化モデルの現状
A Review on a Neutron Irradiation Embrittlement Model of Reactor Vessel Steel
中田 早人(Hayato Nakata)*

要約 原子炉容器の照射脆化について，その脆化モデルに関する研究の推移を追ってみた．1950
年代からこの照射脆化に関する研究論文が見られ，軽水炉の原子炉容器用鋼材である低合金鋼とガス冷却のマグノックス炉用原子炉容器鋼材である Mild Steel（軟鋼）の脆化モデルについてそれぞれ米国と英国で研究が進められている．いずれのモデルもマトリックスの硬化と銅の折出物による硬化が要因とされている．最近は，これらの他にニッケルとマンガン化合物の折出や粒界におけるリンの折出が更なる要因とする研究報告がある．
キーワード

原子炉容器，照射脆化，脆化モデル

Abstract
We attempted to follow the transitions that have taken place in research on
embrittlement models with respect to irradiation embrittlement of reactor vessels. Research papers
relating to irradiation embrittlement were first observed starting in the 1950's. Research wasrespectively conducted in the U.S. on low alloy steel, which is used for the reactor vessels of lightwater reactors, and in the U.K. on Mild steel, which is used for the reactor vessels of gas-cooledmagnox reactors. The factors behind the embrittlement in both models consisted of hardening of thematrix and hardening caused by copper precipitates. Recently, precipitation of nickel and manganesecompounds as well as precipitation of phosphorous at the grain boundary have also been indicated asembrittlement factors in addition to those previously described.
Keywords

Reactor vessel, Irradiation embrittlement, Embrittlement model

や材料試験炉でのデータを用いて作られたものであ

まえがき
原子炉容器鋼材が運転中に中性子を受けてその材料特性が変化する照射脆化という事象は，原子力利用の初期から既に知られており，これに関する研究が長年にわたって行われてきている．特に米国ではNRL（海軍研究所）における研究あるいは NRC（原子力規制委員会）による HSST（Heavy-Sectionる．
近年，照射脆化の物理モデルに関する記述が国内外の文献で見られるため，いくらか過去に遡って脆化モデルの研究の推移をまとめてみた．

1.

照射硬化と脆化Steel Technology）プログラムが知られている．一照射によって，鋼材は図１に示すように降伏強さ

方，米国と同様に原子力発電を古くから行ってきたの増加，引張強さの増加，延性の低下を生ずること

英国においてもハーウェル研究所をはじめとして、が知られている．

マグノックス炉容器鋼材の照射脆化の研究を行って1957 年に，Cottrell（英）は鋼材の試験炉での照射による硬化を降伏強さによって表し，次式のようにきている．
原子力発電所では，原子炉容器鋼材の照射脆化の中性子の照射量の関数として示した．

進展を予測するため，原子炉容器内に監視試験片を挿入し，それを適宜取り出し試験することによって

Δσ＝ A（φ t）1/3（1）前倒しで材料の特性を評価している．現在国内で用いられている脆化予測式はこの監視試験片のデータ*（株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所

ここで，Ａは定数，φは中性子束，ｔは照射時間

277

Δ T ＝ 31.084（φ t/1017）1/3 ＋ 2.087（3）140000

ここで，ΔＴの単位は ﾟＦ，φ t の単位は nvt（E ＞120000

1MeV）である．Porter は Cottorell の式を同じ単位

Irradiated-1.0×1020 nvt(>1 Mev) at<200Fで表したところ（3）式の照射量に掛かる係数は 31.

Stress , psi

100000
Irradiated-1.7×1019 nvt(>1 Mev) at<200F
80000

５となった．Porter はまた，照射硬化と脆化に対すUnirradiated

る照射温度の影響について着目している．この時点での Wilson（英）らによる ASTM A212B 鋼のデータ

60000から，脆化は図３に示すように 400ﾟＦ（205 ℃）まで40000

は温度に依存せず，それより高温になると温度の上昇につれて脆化の度合いが小さくなる．この挙動で20000

重要なのは，降伏強さや引張強さで代表される硬化
00.05

0.10

0.15

0.20

0.250.30と遷移温度で示される脆化の温度依存性が異なって

0.35

Strain, in. per in.

図１ A212 鋼の応力歪み線図に対する中性子照射の影響（1）いることである．図では 450ﾟF（232 ℃）から 600ﾟF（316 ℃）にかけて遷移温度が急降下し，殆んどゼロに達しているのに対し，降伏強さや引張強さは 750ﾟFである．Cottrell はまた，En2 Mild Steel（軟鋼）及び（400 ℃）までゆっくりと下がっている．これは降伏強ASTM A212 鋼の試験データから照射によるシャルさと遷移温度の移行量とは限られた温度範囲においピー遷移温度の上昇を，上式と同様照射量の関数とてのみ一定の関係が成り立つことを示している．

（2）
して次式で表した．

Δ T ＝ 55（φ t）1/3（2）
Increase in Strength per cent, or Transition Temperacture, deg Fahr225

ここで，ΔＴの単位は℃，φｔは高速中性子（E ＞1MeV）の照射量で単位は 1018 ncm-2 である．
1960 年に，Porter（米）は図２に示す照射量と遷移温度の上昇量の 79 点の試験データから次式を導い（1）た．

Increase in Transition Temperature, deg Fahr

400300Solid Points were Not Used inthe Statistical Analysis
Subsize Cantilever-Type Impact Specimens
Charpy V-Notch Impact Specimens
Charpy V-Notch Slow-Bend Specimens
Mean75 per cent Tolerance Limitsof 95 per cent Confidence

200200Transition temperature
150125100

Yield Strength(0.2 per centOffset)

7550

Tensile Strength

2500200

400
600
Irradiation Temperature, deg Fahr

8001000

図３ A212 鋼の機械的特性に対する照射温度の影響（1）100（照射量： 2 × 1019nvt（＜ 1MeV））
01017

181019201010
Neutron Exposure, nvt (>1 Mev)

2110

図２ 炭素鋼と低合金鋼の衝撃特性に対する中性子照射量の影響（照射量：＜ 500 ゜Ｆ）

22101.1

英国マグノックス炉容器鋼材の脆化研究

1962 年までに Cottrell が示した先の照射量の 1/3乗に比例するという照射量依存の式を検討するのに

278

18た．Nichols（英）は図４に示すシリコン脱酸の軟鋼

16×10

INCREASE IN TENSILE LOWER YIELDSTRESS NORMALIZED TO UNIT DOSE (A)

十分なマグノックス炉鋼材の照射データが得られ

335
YIELD STRESS
160
30

1/σy=14.0(φs t) 225120

1412

En2 mild steel

Sikicon-killed
mild steel

1086

aluminium grain
size controlled
mild steeel

4210020TRANSITIONTEMPERATURE

080151/T=39.3(φs t) 26010405INCREASE IN YIELD STRESS, psi

INCREASE IN TRANSITION TEMPERATURE, deg Cent

140mean fission neutron dose :172(φt) = 2.50×10 n/cm
0.5
Δσy=A(φt)

20100150200250

300

350400IRRADIATION TEMPERATURE, ℃

図５

軟鋼の照射硬化に対する照射温度の影響

図から，いずれの材料も同様な温度依存性を示し，
100 − 350 ℃の範囲で急激に減少している．硬度が最も高くなるのは En2 鋼で，最も低いのはアルミニ

01234567×1018

ウム脱酸材である．Barton はこの差を鋼材に含まれる窒素（Ｎ）の量によると考えた．その後の研究でINTEGRATED NEUTRON DOSE neutrons per sq cm(FISSION)

図４50

シリコン脱酸軟鋼の降伏強さと遷移温度に対Little（英）は格子間の窒素原子（遊離Ｎ）が照射によする中性子照射量の影響（照射温度： 85 ℃）り生じた欠陥を安定化及び強化することによると考（4）遊離Ｎの量は，En2 材が 200ppm，シリコえた．

ン脱酸材が 100ppm そしてアルミニウム脱酸材はほを 85 ℃で照射して得られたデータから，降伏強さぼゼロであった．Little は遊離Ｎと照射による硬化および遷移温度の移行量とも以下の照射量の 1/2 乗の関係を照射後の加熱による脆化の回復の研究から（3）に比例する式を示した．

導 き 出 し た ． 5 0 ℃ で 2 . 4 × 1 0 18n c m -2 照 射 後 に200 − 400 ℃の温度範囲で加熱したときの遊離ＮのΔσ＝ 14.0（φ t）1/2（4）量と降伏強さのデータを図６に示す．照射後はほぼΔ T ＝ 39.3（φ t）1/2（5）ゼロになっていたＮが加熱により徐々に増加して照射前の値に近づくにつれ，降伏応力は低下している．

ここで，Δσの単位は ksi，Δ T の単位は℃そしてφ t の単位は 1018 ncm-2 である．

1.2

軽水炉圧力容器鋼材の脆化研究

1965 年に Barton は３種類の軟鋼を 100 − 350 ℃の軽水炉圧力容器鋼材はマグノックス炉軟鋼とは異温度で照射した材料の引張試験による硬化の温度依なり，A302B，A533B 及び A508 のような高強度の存性を調べた．照射量は２.5 × 10 17 ncm -2 で照射量低合金鋼（Mn − Mo 鋼／ Mn − Mo − Ni 鋼）である．の 1/2 乗に依存する次の式を示した．

当初，この種の材料の脆化は Cottrell の照射量の 1/3乗則に従うことが Porter によって示されたが，そのΔσ y ＝ A（φ t）1/2（6）

後 の B e r g g r e n（ 米 ）の 研 究 で は 照 射 量 が 1 0 1 7 −
10 20 ncm -2 の範囲で Cottrell ／ Porter の 1/3 乗則に合

ここで，Ａは Barton 係数と呼ばれ，降伏強さのうかを検討したところ，図７に示すように４×上昇分を表すもので，図５にその温度依存性を示す．

1018ncm-2 付近から 1/3 乗則の曲線から外れることを

279

400

30Irradiated=A201 steel=A212B〃=A302B〃=SA336〃=Weld A (A212B)=Weld B (A302B)

2520
Silicon-killed mild steel,annealed condition

15
10

as-irradiatedannealing time, 1h50300
325350375400425
ANNEALING TEMPERATURE, ℃

LOWER YIELD STRESS (σy), MN/m2

irradiatedannealing time, 1h350

SHIFT IN TRANSITION TEMPERATURE. °F

NITROGEN IN SOLUTION, 10--4wt-%

unirradiated300

2001001017101810191020
INTEGRATED NEUTRON DOSAGE (>1MeV)

300

silicon-killed steel,annealed condition

図８250

照射量と遷移温度移行量との関係

unirradiated200（照射温度：＜ 200 ゜Ｆ）

250
300
350
400
ANNEALING TEMPERATURE, ℃

図６ シリコン脱酸軟鋼の照射後の加熱処理の影響（照射量： 2.4 × 1018n/cm2

ANOMALOUS EMBRITTLING EFFECTS
650

照射温度 50 ℃）

MATERIAL

図７300
Irradiation
temperature

166℃
132℃

49°to82℃

200
Curve B

100Curve A
after Porter

017101810191020
10
INTEGRATED NEUTRON FLUX,n/cm2(>1MeV)

低合金鋼のシャルピー遷移温度に対する照射量の影響

（5）
確認した．

CHANGE IN 30FT-LB TRANSITION TEMPERATURE ( TT) °F

INCREASE OF CHARPY-V TRANSITION TEMPERATURE, ℃

600
550500EXPERIMENTA

CODE
14.6.7121315,8,91110B

C

DE

TT=110977-1333.9 LOG(φt)
2+ 40.06[LOG(φt)]

450400350

TT=9228-1065.3 LOG(φt)
2+ 30.58[LOG(φt)]

300250200150100500101610171018101910201021

INTEGRATED NEUTRON DOSAGE (>1 Mev) (φt). nvt

図９ A302B 鋼の遷移温度移行量に対する照射量の影響（照射温度： 450 − 520 ゜Ｆ）

脆化の度合いは急激に低下する傾向を示している．

また，照射温度の影響については，既に述べたよHawthorne（米）が 1961 年に示した（6）図８の材料

うに図５に示したマグノックス炉軟鋼の場合と異な試験炉（MTR）における各種鋼材の照射量に対するり，図３に示すように 400 ゜Ｆ（205 ℃）までは温度に遷移温度移行量のデータでは，材料の種類による差依存せず，それ以上の温度では温度の上昇につれては殆んど見られないが，1964 年に Carpenter（米）が280示した（7）A302B 鋼のデータでは図９に示すように明がなされなかった．1972 年に Russell（英）らが銅同じ材料でも Heat によって脆化の感受性の高いもの析出による鋼の硬化モデルについて発表した．のとそうでないものとがあり，照射量の関数として図中に二つの式が示されている．これは熱処理によ

2.1

不純物の影響1960 年代中頃には，鋼材中の不純物元素は脆化る金属組織の差によると考えられる．
1950 年代から 1960 年代にかけては，以上述べたの感受性がバラつく原因と考えられていた．米国海ように照射による材料特性の変化を降伏応力あるい軍研究所（NRL）では銅（Cu），リン（P），イオウ（S）

は脆性遷移温度で評価し，それらに影響を及ぼすパ及びバナジウム（V）のような不純物が A302B 鋼やラメータとして中性子照射量（E ＞ 1MeV）と照射A543 鋼の板材や溶接部の脆化に及ぼす影響を調査

温度に着目している．

するための研究が行われ，不純物を少なくすることによって，550ﾟＦ（288 ℃）の照射温度での脆化が著

銅（Cu）の影響

2.

しく改善されることが示された．1969 年に1969 年に Potopovs（米）らは銅の存在が原子炉容器鋼材の照射脆化に大きな影響を及ぼすことを公表した．その時点では銅の役割については物理的な説

Potopovs と Hawthorne が公表した A302B 鋼を用い（8）た試験結果を図 10 に示す．

不純物の少ない材料（0.003wt%P，

TEMPERATURE, ℃-100

ENERGY, FT-LB

140-50050

1001502006-IN A302-B PLATE
COMMERCIAL OPEN+EARTH HEAT
3.5×1019n/cm2 ( > 1 Mev)

120
10080

UNIRRADIATED
IRRADIATED 550℃

60
40-100-50

TEMPERATURE, ℃
050

1001501/2-IN, A302-B PLATE
LOW RESIDUAL
ELEMENT CONTENT
2.3×1019n/cm2( > 1 Mev)

UNIRRADIATED

165°

20IRRADIATED

0(B)

(A)

ENERGY, FT-LB

14012010080
601/2-IN, A302-B PLATE
LOW RESIDUAL
ELEMENT CONTENT
0.20 Cu ADDED
2.3×1019n/cm2( > 1 Mev)
55℃

1/2-IN, A302-B PLATE
LOW RESIDUAL
ELEMENT CONTENT
0.20 Cu, 0.08 V ADDED
2.3×1019n/cm2 ( > 1 Mev)

40

UNIRRADIATED

UNIRRADIATED

20IRRADIATED

IRRADIATED

0(C)ENERGY, FT-LB

14012010080601/2-IN, A302-B PLATE
LOW RESIDUAL ELEMENT CONTENT
0.02 S, 0.05 P ADDED
3.0×1019n/cm2 ( > 1 Mev)1/2-IN, A302-B PLATE
LOW RESIDUAL
ELEMENT CONTENT
0.02 S ADDED
3.0×1019n/cm2( > 1 Mev)

UNIRRADIATED
IRRADIATED

UNIRRADIATED
IRRADIATED

40200-160(D)-80080160240
TEMPERATURE, °
F
(E)

図 10

320

400-16080080160

TEMPERATURE, °F(F)

A302B 鋼の不純物による照射脆化への影響

240

320

281

0.004wt%S，＜ 0.005wt%Cu，＜ 0.005wt%V，＜0.005wt%N）では脆化が殆んどみられない．

ある．σの単位は MPa である．

照射脆化モデル

0.2wt%の銅を添加すると遷移温度は上昇するが，3.

窒素やバナジウムを添加しても殆ど影響は見られな

最近の微細組織観察手法の進歩と相まって，脆化い．イオウは遷移温度に対する影響は見られないが，モデルの検討が進められており，現在照射脆化のモ未照射材を比較すると上部棚エネルギーは 60 ％にデルで知られているのは英国の Fisher のモデルと米減少している．これは MnS の介在物によるとされ国の Odette のものである．これらのモデルは二つている．リンの添加も銅と同程度の影響が見られる．の基本的な照射硬化過程に基づいている．即ち，点また，溶接金属については銅含有量の少ない手溶接欠陥クラスタの生成によるマトリックスの硬化と銅のものと銅含有量の多いサブマージドアーク溶接のリッチの析出物によるものである．

ものについて試験したところ，後者のものについて3.1

銅とニッケルの強い影響が観察されている．

英国のモデル

この研究結果をきっかけに，照射脆化に影響を及

1984 年に Fisher らが Magnox 炉の照射脆化を予測

ぼす元素は銅とリンであるとして，米国の原子力規するためのモデルを検討し，脆化による降伏強さの制委員会で 1970 年代の中頃までに，米国の監視試（10）上昇分Δσ tot（t）を下式で求めている．

験データを基に Reg.Guide 1.99 を発行するに至った．また，ニッケルの影響については 1980 年代中頃に発行された Reg.Guide 1.99 Rev.2 の中で考慮されている．

2.2

Δσ tot（t）＝Δσ dam（t）＋Δσ Cu（t）（8）

ここで，Δσ dam（t）とΔσ Cu（t）はそれぞれ照射により生成した点欠陥の集合体と銅の析出物による銅の析出による硬化のモデル硬化である．

1972 年に Russel と Brown（英）は硬化や脆化にお（9）そける銅の役割について理論的な説明を行った．

第１項はマトリックス損傷による項で高速中性子の照射量に依存し，下式で表される．のモデルは原子力の分野ではなく一般の建設の分野から生まれたものであった．橋などの構造物の耐食

Δσ dam（t）＝ A（φ t）1/2（9）性を良くするために鋼材に銅を添加することが行われた．このような鋼材では 400 − 600 ℃で過飽和のここで，Ａは Barton 係数といわれ，成分（特に窒素），熱処理，材質，照射温度及び中性子スペク成分が析出する時効硬化が見られる．
鉄−銅系の材料における析出の特徴は，最初に小トルに依存する値とされている．最近，温度補正パ

さいコヒーレントな BCC（体心立方格子）のクラス

ラメータ F T を用いることによって，マトリックスターが生じ，それが９ nm の大きさまで成長し，そ（11）損傷に対する温度依存性が取り入れられた．の後インコヒーレントな FCC（面心立方格子）のε−銅の析出物に変化していくことである．この系

Δσ dam（t）＝ A' FT（φ t）1/2（10）の硬化を説明するために Russel と Brown は高密度のコヒーレント析出物により生ずる硬化のモデルを開発した．鉄−銅系材料が 475 − 525 ℃の温度でピーク硬さとなったときの降伏強さのデータから銅のここでＡ'は材料に関する定数，F T は照射温度に関する関数で 190 ℃では１である．
第２項は，銅による硬化の成分で鋼材中の銅の量，温度及び時間の関数として熱時効による挙動を基に含有量の関数として下式を導いた：

モデル化された．熱時効の場合はピーク硬さまでのσ max＝ 3.57 × 103 f1/2 − 71（7）対数的な上昇とその後に析出物の過時効が起こるにつれ対数的な低下が起こる．析出物の核形成と成長

ここで，ｆは鋼中に固溶している銅の体積割合での特性は照射も熱時効の場合も変わらないが，ピー282

ク硬さまでの時間は照射量に依存する．ピーク硬さ

不安定なマトリックス欠陥（UMD）

は Russell と Brown（1972）によって示された析出

（14）の３つの要素によるものと考えた．

硬化モデルに従って下式で与えられた．

銅の析出については，Fisher のように熱時効による硬化の実験的モデルではなく，理論的な中性子フΔσ Cumax（t）＝ 3.6 × 103 f1/2 − 60（11）ラックス依存の拡散モデルを使っている．
マトリックス欠陥については十分解明されてはい

ここでｆは鋼中に固溶している銅の体積割合であないが，不安定欠陥は小さい空格子の集合体や照射誘起偏析による溶質原子との複合体であり，中性子る．Δσ Cu の単位は MPa である．
この関係式は多数の照射されたマグノックス炉鋼

フラックスが大きいほど硬化への影響が大きくな材のデータから得られたものであり，PWR 原子炉る．安定なマトリックス欠陥はマイクロボイドと格容器鋼材に適用するにあたって，1987 年に Fisher

子間原子ループでフラックスに依存することなく照（12）と Buswell によって以下の式に変更された．

射量が増えるにつれ硬さへの寄与が大きくなる．図12 にフラックスの影響についての計算結果を示す．

Δσ Cumax（t）＝ 4.5 × 103 f1/2 − 90（12）銅による析出硬化はピークに達した後は低下して200
Δσtot = ΔσCu + Δσdam

いくと考えられていたが，照射の場合も過時効の事

max

ΔσCu = 4500(V1)-90

象が起こるという確証がないため，ピーク到達後はつの硬化要素を加算した Fisher の改訂モデルを図（13）11 に示す．

150
Yield Strength Change (MPa)

そのままその硬さを維持すると仮定された．この二290℃
Δσtot
max

ΔσCu

100
ΔσCu =f(CuMatrix,φ,T,pd,Esd)
50

0.21wt% Cu

米国のモデル

3.2

1Δσdam = A(φt) /2 ; A = f(T)

原子力規制委員会の委託研究でカリフォルニア大

000.5

11.5
19

学サンタバーバラ校の Odette らは中性子照射によ2.0-2Fluence (10 n.cm [E>1MeV])

図 11 マトリックス硬化と銅の析出による脆化予る鋼材の硬化と脆化の要因を測モデル

銅リッチの析出物（CRP）
安定なマトリックス欠陥（SMF）
300

300

High flux
Δσ(MPa)Δσ(MPa)Low flux
CRP

CRP

SMF

SMF

UMD
UMD

0.01.11
23

100.0112

φt (×10 n/m )φt (×10 n/m )

図 12.1232

照射硬化に対する中性子束の影響

10

283

3.3

最近の動向

October 2-3, 1962, ASTM STP 341, pp162-198（4）Little, E.A., "Neutron-Irradiation Hardening in

最近，英国のマグノックス炉容器鋼材に対する脆化予測式が改訂された．それは溶接部において160 ℃から 310 ℃の温度で高照射量を受けた箇所に降伏強さから算定されるよりも大きな遷移温度の変化が見られたためで，これはリンが結晶粒界に偏析Irons and Ferritic Steels", International
Metallurgical Reviews, Review 204, March
1976, pp25-60（5）Berggren, R.G., "Neutron Irradiation Effects inSteels", Steels for Reactor Pressure Circuits,することによって粒界損傷が起きるものと考えら

Report of a Symposium held in London 30

れ，いわゆる非硬化脆化と称されているが，これにNovember - 2 December, 1960, Iron and Steel

関するデータは少ない．

Institute, London, 1961, pp370-381

また，Odette は銅リッチの析出物（CRP）の透過型電子顕微鏡やアトムプローブによる分析でそれらがニックルやマンガンを含む化合物であることを確認した．更に高照射量においてはニッケルとマンガンの析出物により硬化をもたらすことを計算で求めて（15）いる．

4.

あとがき

（6）Hawthorne, J.R., "Studies of Radiation Effects
and Recovery of Notch Ductility of PressureVessel Steels", Steels for Reactor Pressure
Circuits, Report of a Symposium held in London
30 November - 2 December, 1960, Iron and SteelInstitute, London, 1961, pp343-369（7）Carpenter,G.F., Knopf,N.R. and Byron,E.S.,"Anomalous Embrittling Effects Observed

最近の照射脆化の研究を見ると透過型電子顕微

During Irradiation Studies on Pressure Vessel

鏡，アトムプロープ法，小角中性子散乱法などの材

Steels", Nuclear Science and Engineering,

料の分析技術の進歩と相まって，物理的な脆化モデ

vol.19, 1964, pp18

ルの検討が進められている．これまでに得られた実（8）Potapovs, U and Hawthorne,J.R., "The Effect of

機監視試験データとこの技術を組み合わせることに

Residual Elements on the Response of Selected

よって，照射脆化の予測モデルに新たな展開がみら

Pressure Vessel Steels and Weldments toれるものと考える．

Irradiation at 550ﾟF", Nuclear Applications,vol.6, 1969, pp27-46

参考文献（9）Russell, K.C. and Brown, L.M., "A Dispersion
Strengthening Model Based on Differing Elastic（1）Porter, L.F., "Radiation Effects in Steel",

Moduli Applied to the Iron-Copper System",Materials in Nuclear Applications, ASTM STP

Acta Metallurgica., vol.20, 1972, pp969-974

276, American Society for Testing and Materials,（10） Fisher, S.B., Harbottle, J.E. and Aldridge, N.,

Philadelphia, 1960, pp147-196（2）Cottrell, A.H., "Theoretical Aspects of Radiation
Damage and Brittle Fracture in Steel Pressure"Radiation Hardening in Magnox Pressure
Vessel Steels", Proc. Roy. Soc, vol.A315, 1985,
pp301-332

Vessels", Steels for Reactor Pressure Circuits,（11） Buswell, J.T. and Jones, R.B., "The Modelling ofReport of a Symposium held in London 30

Radiation Hardening and Embrittlement inNovember - 2 December, 1960, Iron and Steel

Magnox Mild Steel Submerged-Arc Welds",

Institute, London, 1961, pp281-296

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