JP2019531246A - 設計されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材およびモノリシックＳＩＣ層構造体 - Google Patents

Abstract

原子炉環境および高温および／または高度に腐食性の環境に耐えることができる材料を必要とする他の用途における使用に適したセラミックマトリックス複合材のためのシステム、構造体、装置および組立プロセスが開示される。一態様では、セラミック複合構造体が提供される。この構造体は、外殻とこの外殻の内側の中空空間とを含むチャンバを含む。外殻が、第１の複合構造体を含む内側複合層と、前記内側複合層の外側に配置され、前記第１の複合構造体とは異なる第２の複合構造体を含む中間複合層と、空間的に均一な材料特性を有し、前記中間複合層の外側に配置された外側モノリシック層とを含む。【選択図】図１Ａ

Description

関連出願の参照
本特許文献は、「核燃料クラッディングのための設計されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材およびモノリシックＳｉＣ層構造体」と題され、２０１６年８月８日に出願された米国仮特許出願第６２／３７２，２３９号の利益および優先権を主張する。前述の特許出願の全内容は、この文書の開示の一部として参照により組み込まれる。

本特許文献は、原子炉で使用するための核燃料物質を保持するためのケーシング、ハウジングまたはクラッディング構造体に関連して、または熱交換器、ノーズコーンまたはノズルと関連して、または流路インサートと関連して、システム、構造体、装置、および組立プロセスに関する。

多くの原子炉は、発電用の燃料として核分裂性物質を使用する。燃料は通常、高い動作温度および強い中性子放射環境に耐えることができる堅牢な物理的形態（燃料棒など）で保持される。燃料構造体は、炉心内のある期間（例えば数年）にわたってそれらの形状および完全性を維持する必要があり、それによって核分裂生成物の原子炉冷却材への漏れを防止する。熱交換器、ノズル、ノーズコーン、流路インサート、または関連部品などの他の構造体も、高温性能、耐食性、および高い寸法精度が重要である特定の非平面形状を必要とする。

本特許文献は、原子炉環境および高温および／または高度に腐食性の環境に耐えることができる材料を必要とする他の用途における使用に適したセラミックマトリックス複合材のためのシステム、構造体、装置および組立プロセスに関する。

例示的な一態様では、セラミック複合構造体が提供される。この構造体は、外殻と、この外殻の内側の中空空間とを含むチャンバを含む。外殻が、第１の複合構造体を含む内側複合層と、前記内側複合層の外側に配置され、前記第１の複合構造体とは異なる第２の複合構造体を含む中間複合層と、空間的に均一な材料特性を有し、前記中間複合層の外側に配置された外側モノリシック層とを含む。

いくつかの実施形態では、構造体は、内側複合層と中間複合層との間に配置され、それぞれが異なる複合構造体を有する１つまたは複数の複合層をさらに含む。いくつかの実施において、構造体はまた、中間複合層と外側モノリシック層との間に配置された１つまたは複数のモノリシック層を含む。いくつかの実施形態では、亀裂伝播を抑制するために、外側モノリシック層と１つまたは複数のモノリシック層との間、および１つまたは複数のモノリシック層のそれぞれの間に、複数の薄層を堆積させることができる。複数の薄層は延性材料を含み得る。例えば、複数の薄層は、熱分解炭素または金属を含み得る。

いくつかの実施形態では、第１の複合構造体は強化炭化ケイ素（ＳｉＣ）複合材を含む。強化ＳｉＣ複合材は、編組ＳｉＣ繊維複合材、巻きＳｉＣ繊維複合材、または少量の添加剤含有複合材を含み得る。少量の添加剤含有複合材中の添加剤は、ナノスケールのＳｉＣウィスカー、粉末、または繊維を含み得る。いくつかの実施において、編組繊維複合材の繊維間の角度は、３５〜７５度の範囲内にある。

いくつかの実施形態では、第２の複合構造体は強化炭化ケイ素（ＳｉＣ）複合材を含む。強化ＳｉＣ複合材は、編組ＳｉＣ繊維複合材、巻きＳｉＣ繊維複合材、または少量のＳｉＣ添加複合材を含むことができる。いくつかの実施形態では、少量の添加剤含有複合材中の添加剤は、ナノスケールのＳｉＣウィスカー、粉末、または繊維を含む。いくつかの実施において、編組繊維複合材の繊維間の角度は、３５〜７５度の範囲内にある。

外側モノリシック層は高密度β−ＳｉＣ材料を含むことができる。いくつかの実施形態において、構造体はまた、外側モノリシック層の外側に配置されたバリアコーティング層を含み得る。バリア層は金属またはセラミックを含むことができる。

いくつかの実施形態では、内側複合層および中間複合層の厚さは、全厚の５０％超を構成する。いくつかの実施において、内側複合層および中間複合層の厚さは、全体の厚さの７０％超を構成する。

いくつかの実施形態では、内側複合層は滑らかな内側表面を含む。いくつかの実施において、外側モノリシック層は、原子炉の動作応力などの動作応力を受けたときに圧縮状態を維持するように、内側および中間複合層に対して構成される。外殻は、核燃料物質、熱交換器の一部、ノズル、ノーズコーン、シュラウド、燃焼器ライナー、または流路インサートの一部を保持するための核燃料クラッディングの組立用に構成される。

別の例示的な態様では、セラミック複合材の組立に使用するのに適したプリフォームを組み立てる方法が提供される。この方法は繊維を支持構造体上に配置して繊維プリフォームの第１の層を形成することと、前記繊維プリフォームの前記第１層にスラリーを適用することであって、前記スラリーは複数の添加剤と、１つまたは複数のバインダーと、１つまたは複数の溶媒とを含み、前記１つまたは複数のバインダーは熱可塑性ポリマーを含むように適用することと、前記スラリーと前記繊維プリフォームの前記第１の層が集合的にプリフォームを形成するように、前記スラリーが凝固して前記繊維プリフォームの前記第１層と結合した後に前記支持構造体を除去することとを含む。

いくつかの実施形態では、繊維は支持構造体の外面上に配置される。繊維はまた、支持構造体の内面に配置することもできる。いくつかの実施形態では、スラリーの適用は、スラリーを繊維に含浸することを含む。スラリーの適用はまた、スラリーをブラッシングすることと、スプレーすることと、真空成形することと、またはスラリーを繊維に温プレスすることとを含み得る。支持構造体の除去は、プリフォームから支持構造体をスライドさせることと、押すことと、または溶融することとを含み得る。

いくつかの実施形態では、方法は、プリフォームを化学気相堆積（ＣＶＤ）コーティングプロセスまたは化学気相浸透（ＣＶＩ）プロセスに入れることと、緻密化温度でＣＶＤまたはＣＶＩコーティングプロセスによってプリフォームを緻密化することとをさらに含む。いくつかの実施形態では、選択された各バインダーが緻密化温度より低い温度で劣化するように、１つまたは複数のバインダーが選択される。例えば、１つまたは複数のバインダーはポリプロピレンカーボネートポリマーを含む。いくつかの実施形態では、１つまたは複数のバインダーは室温で固体である。１つまたは複数のバインダーは、１つまたは複数の溶媒に可溶であり得る。１つまたは複数の溶媒はアセトン、メチルエチルケトン、またはエタノールを含み得る。いくつかの実施形態において、複数の添加剤は、粉末、ウィスカー、繊維、顆粒またはそれらの任意の組み合わせを含む。いくつかの実施において、複数の添加剤の大きさは１ｍｍより小さい。

いくつかの実施形態では、スラリーおよび繊維プリフォーム層の第１の層によって形成されたプリフォームは管状の形状をしている。例えば、繊維を配置することは、繊維をチューブに編むことを含む。いくつかの実施形態では、スラリーおよび繊維プリフォーム層の第１の層によって形成されたプリフォームは、非管状の形状である。例えば、繊維を配置することは、繊維を平らなシートに織ることを含む。いくつかの実施形態では、繊維を配置することは、フープ配向または軸配向に繊維を配置または成形することを含む。

いくつかの実施形態では、支持構造体は小さい表面摩擦を示すように構成される。例えば、支持構造体は、グラファイト、二硫化モリブデン（ＭｏＳ２）、ポリテトラフルオロエチレン（ＰＴＦＥ）、または窒化ホウ素（ＢＮ）を含むことができる。いくつかの実施形態では、支持構造体は、１つまたは複数のバインダーのうちの１つのバインダーのバーンアウト温度よりも低い溶融温度を示すように構成される。例えば、支持構造体はワックスまたは熱可塑性材料を含む。

いくつかの実施形態では、方法は、支持構造体を除去した後に、支持構造体をさらに使用することが別のプリフォームを組み立てることを含む。いくつかの実施において、プリフォームの形成は、第１の繊維プリフォーム層の上部に繊維を配置し、第１の繊維プリフォーム層の第１の複合構造体とは異なる第２の複合構造体を有する第２の繊維プリフォーム層を形成することと、第２の繊維プリフォーム層の上部に外側モノリシック層を形成することとを含む。

いくつかの実施形態では、方法は、第１の層と第２の層との間に１つまたは複数の繊維プリフォーム層を形成することを含み、１つまたは複数の層の各々は異なる複合構造体を有する。いくつかの実施において、方法はまた、第２の繊維プリフォーム層と外側モノリシック層との間に１つまたは複数のモノリシック層を形成することを含む。方法はまた、亀裂伝播を抑制するために、外側モノリシック層と１つまたは複数のモノリシック層との間、および１つまたは複数のモノリシック層のそれぞれの間に複数の薄層を堆積させることを含み得る。

いくつかの実施形態において、第１の複合構造体は強化ＳｉＣ複合材を含む。第１の繊維プリフォーム層を形成することは、支持構造体の軸に対する繊維トウの数および角度を変えることによって、繊維の繊維配向を調整することを含み得る。

いくつかの実施形態では、第２の複合構造体は強化炭化ケイ素（ＳｉＣ）複合材を含む。第２の繊維プリフォーム層を形成することは、支持構造体の軸に対する繊維トウの数および角度を変えることによって繊維配向を調整することを含み得る。いくつかの実施において、方法は、外側モノリシック層の上部にバリアコーティング層を形成することも含む。

いくつかの実施形態では、方法はまた、少なくとも、核燃料物質を保持するための核燃料クラッディングを組み立てるためのプリフォームの一部、または熱交換器の一部、またはノズル、ノーズコーン、シュラウド、燃焼器ライナー、または流路インサートの一部を使用することを含む。

上記および他の態様および実装は、図面、説明および特許請求の範囲においてより詳細に説明される。

図１Ａは、例示的な核燃料集合体を示す。 図１Ｂは、例示的な熱交換器を示す。 図２Ａは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合ＬＷＲクラッディングの温度プロファイルの一例を示す。 図２Ｂは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合クラッディングについてのクラッディング応力に対する異なる寄与のプロファイルの一例を示す。 図３は、ＬＷＲクラッディングの概念の断面の一例を示す。 図４は、内側巻き複合層、中間編組複合層、および外側モノリシック層を含むクラッディング断面の例を示す。 図５は、複数の内側編組複合層および１つの外側モノリシック層を含むクラッディング断面の例を示す。 図６は、巻き複合内側層、編組複合中央層、および延性層によって分離されたいくつかの薄いモノリシック層からなる外側モノリシック層を有するクラッディングの例を示す。 図７は、内側の少量の添加剤含有複合層、中央編組複合層、その後の少量添加剤含有複合層、および耐環境コーティング層（ＥＢＣ）を有する外側モノリシック層を有するクラッディングの概略図を示す。 図８は、内側巻き複合層とその後の編組複合層を用いて製造されたクラッディングチューブのＸ線コンピュータ断層撮影再構成の例を示す。 図９Ａは、薄くて少量の添加剤含有複合内側層と、それに続く編組複合層と層を有するクラッディングチューブの例を示す。 図９Ｂは、機械的試験後に得られた複合材破断面の走査型電子顕微鏡写真を示す。 図１０Ａは、編組ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材上に堆積された高密度モノリシックβ−ＳｉＣの例を示す。 図１０Ｂは、織られたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材上に堆積された高密度モノリシックβ−ＳｉＣの例を示す。 図１１Ａは、クラッディング内の複合層の外側の連続モノリシック層間に堆積された薄い延性層の例を示す。 図１１Ｂは、クラッディング内の複合層の外側の連続モノリシック層の間に堆積されたわずかに厚い延性層の例を示す。 図１２は、編組複合層の上部に堆積され、薄くて少量の添加剤含有複合層によって分離された、２つの外側モノリシック層を有するクラッディング構造体の例を示す。 図１３は、ＳｉＣ−ＳｉＣチューブ試験片の透過性測定のための試験構成の一例を示す。 図１４Ａは、製造された長さ〜０．９ｍのＳｉＣ−ＳｉＣチューブの例を示す。 図１４Ｂは、外側モノリシックＳｉＣコーティングを有するチューブ構造体の断面の一例を示す。 図１４Ｃは、内側モノリシックＳｉＣ層を有するチューブ構造体の断面の一例を示す。 図１５Ａは、２つの異なる繊維プリフォームについてＣリング試験で測定された代表的なフープ方向応力対変位量の例を示す。 図１５Ｂは、２つの異なる繊維プリフォームについて一軸引っ張り試験で測定された代表的な軸方向応力対歪の例を示す。 図１５Ｃは、少量の添加剤のみで強化されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材についての代表的な応力トレイン曲線を示す。 図１６は、２つの異なる試験片配向についての未補正データを幾何学的補正係数が適用された後のデータと比較した、代表的な組立時のＳｉＣ−ＳｉＣチューブ試験片についての熱拡散率の結果の例を示す。 図１７は、増分的に加えられた内圧の関数としての、外側モノリスを有するＳｉＣ−ＳｉＣチューブを通る測定されたヘリウム漏れ速度の例を示す。 図１８は、組立時の、熱サイクルの、および熱サイクルプラス内部加圧チューブ／エンドプラグについて測定された定常状態のヘリウム漏れ速度の例を示す。 図１９Ａは、浸透前の代表的な編組繊維構造体の写真を示しており、編組構造体の固有の粗さが明らかである。 図１９Ｂは、少量の添加剤含有複合コーティングを有するＳｉＣ−ＳｉＣチューブの外壁表面の光学画像の例を示し、壁厚は〜０．７５ｍｍである。 図１９Ｃは、少量の添加剤含有複合コーティングを有するＳｉＣ−ＳｉＣチューブの内壁表面の光学画像の例を示し、壁厚は〜０．７５ｍｍである。 図１９Ｄは、少量の添加剤を使用して製造されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材および編組強化連続繊維を使用して製造されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材についての代表的な表面プロファイルの例を示す。プロフィロメーター測定を用いて得られた高さプロファイルデータ。 図２０は、同じ組立手法を用いて製造された一組の９本のチューブについて垂直高さゲージを用いて得られた真直度測定の例を示す。 図２１は、チューブの長さに沿った軸方向距離の関数としての、ＳｉＣオーバーコートの厚さおよびオーバーコートの厚さの変動（オーバーコートの厚さに対して正規化されている）および多孔率の例を示す。 図２２Ａは、内側モノリス材料および対応する複合材のみについてのＣリング試験で測定された代表的フープ方向応力対変位量の例を示す。 図２２Ｂは、外側モノリス材料および対応する複合材のみについてのＣリング試験で測定された代表的フープ方向応力対変位量の例を示す。 図２３Ａは、内側モノリス材料の拡張プラグ試験で測定された代表的なフープ方向応力対歪量の例を示す。 図２３Ｂは、外側モノリス材料に対する拡張プラグ試験で測定された代表的なフープ方向応力対歪量の例を示す。 図２４は、これらの結果から得られた幾何学的補正係数と共に、代用湾曲リードサンプルのレーザーフラッシュ測定に対し、最大半値温度に達するのに必要とされる実験的に測定された時間の例を示す。 図２５Ａは、ボリュームアライメントを補助するための参照特徴の一例を示す。 図２５Ｂは、それぞれ長さ〜２５ｃｍの個々の走査ボリュームの例を示す。 図２５Ｃは、全長０．９ｍのＳｉＣ−ＳｉＣチューブの完全に再構成されステッチされたボリュームの一例を示す。 図２６Ａは、外側（青）および内側（赤）の真円度の計算に対する表面粗さの寄与の一例を示す。 図２６Ｂは、０．９ｍｍのＳｉＣ−ＳｉＣチューブの長さに沿って測定された外側半径および外側表面真円度の値の例を、典型的な組立時の複合材表面粗さ値と共に示している。 図２６Ｃは、楕円率が、同じ真円度測定値にどのように寄与し得るかを示す例示的な概略図を示す。 図２６Ｄは、粗さが、同じ真円度測定値にどのように寄与し得るかを示す例示的な概略図を示す。 図２７は、核燃料クラッディング製造に使用するのに適した複合繊維プリフォームを形成するために使用される支持構造体および繊維の例示的概略図を示す。 図２８は、支持構造体の周りに巻き付けられた複合繊維を有する支持構造体の例示的概略図を示す。 図２９Ａは、繊維で巻き付けられた支持構造体上でスラリーをブラッシングすることの例示的概略図を示す。 ＦＩＢ２９Ｂは、スラリー槽によって繊維で巻き付けられた支持構造体上にスラリーを適用する例示的概略図を示す。 図３０は、スラリーコーティングが適用される前後の、繊維で巻き付けられた支持構造体の例示的概略図を示す。 図３１は、支持構造体を取り除いたスラリー含浸繊維チューブの例示的概略図を示す。 図３２Ａは、プリフォームから引き出された支持構造体の一例を示す。 図３２Ｂは、プリフォームから分離された支持構造体の一例を示す。 図３３は、航空宇宙分野での使用に適した複合繊維プリフォームを形成するために使用される支持構造体および繊維の例示的概略図を示す。 図３４は、支持構造体の周りに巻き付けられた複合繊維を有する支持構造体の例示的概略図を示す。 図３５は、繊維で巻き付けられた支持構造体上でスラリーをブラッシングすることの例示的概略図を示す。 図３６は、原子炉における核燃料クラッディング製造に使用するのに適したプリフォームを組み立てる方法の例示的なフローチャートを示す。

原子炉で使用される核燃料物質は通常、高い動作温度と強い中性子放射環境に耐えることができる燃料棒に保持される。燃料構造体は、炉心内で長期間にわたってその形状および完全性を維持する必要があり、それによって核分裂生成物が原子炉の原子炉冷却材内に漏れるのを防止する。図１Ａは、原子炉で使用される燃料棒１０１の束から形成された核燃料棒アセンブリ１００の一例を示す。各棒は、ウラン含有ペレットなどの核燃料ペレット１０３を収容するための中空の内部を有し、スペーサグリッドがアセンブリ内にロッドを保持するために使用される。原子炉は、運転中に多くの核燃料棒アセンブリを保持するように設計される。いくつかの燃料棒はジルコニウムクラッディングを使用しているが、本出願の燃料棒は性能を向上させるためにＳｉＣセラミックマトリックス複合材（ＣＭＣ）を使用している。

炭化ケイ素（ＳｉＣ）は、核分裂用途および核融合用途の両方に使用することができ、最近、軽水炉用の耐故障性燃料クラッディングの候補材料として考えられてきた。高純度の結晶性ＳｉＣは中性子照射下で安定な材料であり、最小の膨潤および４０ｄｐａ以上に対する強度変化を受けるが、これは典型的な軽水炉（ＬＷＲ）燃料寿命に対する何倍もの曝露を表す。さらに、ＳｉＣは高温でその機械的特性を保持し、ジルカロイと比較して水蒸気とゆっくりと反応するので、冷却材喪失（ＬＯＣＡ）および他の潜在的な事故条件における水冷原子炉の安全性が向上する。しかしながら、種々のモノリシックＳｉＣ材料単独では、低い破壊靭性を示す傾向があり、そのような材料は、燃料の封じ込めが必須であり、冷却可能な形状を維持する必要がある核クラッディング用途には特に過渡的または異常条件下では不適切である。設計複合構造体が、ＳｉＣマトリックスを強化してＳｉＣ−ＳｉＣ複合材を形成する強力な炭化ケイ素繊維を使用して、そのようなモノリシックＳｉＣ材料のこの脆い挙動に対処するために使用することができる。モノリシックＳｉＣと比較して、これらの複合材は改善された破壊靭性、疑似延性を提供し、よりおだやかな破壊プロセスを経る。高純度の耐放射線性炭化ケイ素複合材は、通常、化学気相浸透（ＣＶＩ）を用いて製造される。ＣＶＩは核エネルギー用途に必要な純度を提供するが、非常に低い気孔率レベル（＜５％）に到達するのは困難である。結果として、複合材単独では燃料クラッディング内に核分裂ガスを封じ込めるのに十分ではない可能性がある。究極的には、頑丈なＳｉＣ−ＳｉＣ複合材と、高密度モノリシックＳｉＣが不透過性の核分裂ガスバリアとして機能し、改善された耐食性を提供するモノリシックＳｉＣ層とを組み合わせるために最適化されたＳｉＣベースのクラッディング構造体は、完全にＳｉＣベースの耐故障性燃料クラッディング設計を達成するのに、最も有望な設計である。

様々な原子炉用途において、核反応によって引き起こされる高温で所望の強度または靭性を提供することに加えて、ＳｉＣベースの燃料クラッディングは、ある範囲の材料特性要件および性能要件を満たし、照射下での安定性を示し、ジルカロイのような他の核クラッディング材料と比較して酸化が低下する。これらの要件は、ジルカロイチューブと比較した炭化ケイ素構造体の特性間の差異、およびその結果としてのこれらの差異の性能への影響によって主に促進される。具体的には、ＳｉＣベースのクラッディングの特性は、特に、任意の繊維強化複合層に対して使用される加工経路に大きく依存している。さらに、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材は脆性破壊ではなく疑似延性破壊を受けるが、このプロセス中に広範囲の微小亀裂が発生し、それが気密性の喪失につながり得る。この微小亀裂はジルカロイクラッディングがまだ塑性変形を示さないであろう０．１％の歪レベルの範囲の歪で生じる。したがって、微小亀裂を軽減し気密性を確保するためには、ＳｉＣベースのクラッディング設計の特性に対する注意と慎重な開発が必要である。他の考察は、炭化ケイ素はジルカロイより低い照射熱伝導率を有するが、それはジルカロイのようなＬＷＲ動作温度で照射誘起クリープを受けず、それによってペレット−クラッディングの機械的相互作用および関連する応力を遅らせるという利点を有する。

したがって、制御可能なクラッディングチューブの真円度、粗さ、および真直度を達成することは、クラッディングを通る予測可能な熱伝達にとって非常に重要である。ＳｉＣベースのクラッディングが低い熱伝導率であることは、所与の線形熱速度に対してクラッディングを通るより高い温度勾配をもたらす。これらの温度勾配は、熱膨張および照射によって引き起こされる温度依存性の膨潤のために大きな応力を引き起こす可能性がある。これらの応力（および対応する破損確率）は、クラッディング壁厚を薄くすることによって減少させることができ、それによって温度勾配が低下する。加えて、クラッディングアーキテクチャ（複合材層とモノリシックＳｉＣ層の組み合わせ）は、通常の動作条件ならびに事故のシナリオの間、クラッディング厚さを介して応力分布に大きく影響する可能性がある。慎重な設計により、クラッディング構造体内の重要な層にかかる応力を減らすことができる。しかしながら、長い燃料クラッディングチューブの壁厚の減少、および特別に設計されたチューブ構造体の製造の両方に関連して、組立および取扱い上の課題がある。

軽水炉へのＳｉＣベースの耐故障性クラッディングチューブの実装は、最適化された構造体の設計および一貫性のある、スケーラブルな組立方法の開発を必要とするだけでなく、製造される材料の理解および特性を必要とする。他の性能測定基準の中でも、機械的および熱的特性を測定し、透過性を評価する必要がある。限られた一連の試験規格（ＡＳＴＭ Ｃ２８．０７セラミックマトリックス複合材サブグループ）がコミュニティによって承認されており、追加の特性評価ツールの開発が必要である。

さらに、このような耐故障性のＳｉＣ複合構造体は、アルミニウムリサイクル、合成ガス製造、またはガス化複合サイクルプラントからの高温廃熱を回収するための熱交換器などの様々な高温用途にも使用することができる。図１Ｂは、熱交換器の一例を示す。高温適合性および耐食性であるＳｉＣ複合材の使用は、原油がしばしばナフテン酸、硫黄、二酸化炭素および硫化水素で汚染されているので増大する腐食問題に対処するための有効な方法である。

航空宇宙分野はまた、ＳｉＣ複合材の高温強度に理想的にマッチする多種多様な用途を持っている。すなわちノーズコーン、シュラウド、エーロフォイル、タービンブレードおよび他のジェットエンジン部品である。すべての場合において、繊維プリフォームの形状は、ネット形状に近いセラミックマトリックス複合材部品を製造するために組立プロセス中維持されなければならない。

本特許文献は、核燃料クラッディングとしての使用、ならびに高温および／または高腐食環境での操作を必要とする他の非核エネルギー用途に適した層状セラミック複合構造体の例を記載している。開示された技術を使用して製造された全セラミック製クラッディングは、既存のジルコニウム合金ベースの水冷原子炉燃料クラッディングよりも顕著な利点と安全性の改善を提供する。全セラミック製クラッディング設計は、適切に設計されていれば性能を向上させることができ、出力密度の増加、より高い燃料燃焼度、およびより長い燃料寿命を可能にする。さらに、金属クラッディングの強度は、事故や冷却材の損失の際に発生する可能性がある高温では著しく低下する。強度の低下は、スリーマイル島および福島の事故で見られたように、クラッディング材の破損および核分裂ガスまたは燃料の放出につながる可能性がある。全セラミック製燃料クラッディング、特にＳｉＣベースのクラッディングは、ジルコニウム合金または他の金属クラッディング材料よりもはるかに高い温度まで強度を保持する。優れた高温機械的性能はまた、燃料の寿命にわたってクラッディングクリープの減少をもたらし、それは望ましくない燃料−クラッディング機械的相互作用の開始を遅らせる。事故発生時には、冷却水が気化して過熱蒸気を形成する可能性が高い。高温では、この水蒸気はジルコニウム合金クラッディングと発熱的に反応して追加の熱源を作り出す可能性があり、この反応は水または水蒸気から水素ガスを放出する可能性もある。福島の災害で見られるように、この水素は蓄積して可燃性の濃度に達し、爆発を引き起こす可能性がある。高温の水蒸気または水との化学反応による水素ガスの放出は、ジルコニウム合金と比較して、ＳｉＣなどのセラミックでは大幅に減少する。より軟質の金属クラッディング材料はまた、セラミック製クラッディングと比較して、冷却剤流によって引き起こされる侵食をより受けやすい。

本特許文献はまた、そのようなＳｉＣベースの構造体の特性に関する報告も含む。本構造体は、完全な複合チューブと、外側表面にモノリシック層を含むチューブとを含み、組立時の状態で、または追加の処理工程が行われた後に評価された。機械的、熱的、寸法的、および透過性の測定を行い、異なる特性方法の有用性を評価した。

組立中の緻密化プロセスの前に、様々なＳｉＣ／ＳｉＣ複合構造体が柔軟になる傾向がある。図１Ａの例に示されたもののような非常に長くて薄壁のチューブであってもよい、中空複合クラッディング本体を製造するのに、複合繊維の形状を規定し維持するために支持構造体が使用される。

ＳｉＣマトリックスの化学気相堆積（ＣＶＤ）または化学気相浸透（ＣＶＩ）の条件は非常に厳しい。すなわち、高温および腐食性の環境が通常含まれる。したがって、マンドレルとしての使用に適した材料はほとんどない。グラファイトはこれらの過酷な条件に耐えることができるので、マンドレル材料として使用することができる。高温でのグラファイトのはるかに高い酸化速度は、複合材を損傷することなく、ＳｉＣ複合材からグラファイトマンドレルを除去することを可能にする。グラファイトマンドレルに関する特定の例の詳細は、１９９２年７月２０日に出願された米国特許第５，２８２，７３４号にさらに記載されており、その全内容は参照により本特許文献に組み込まれる。しかしながら、マンドレル除去工程は、通常、ＳｉＣ ＣＭＣがグラファイトと機械的に相互接続されるようになる可能性があるため、グラファイト材料を燃焼または機械加工することを含む。本除去工程は時間がかかり、ＣＭＣ中のＳｉＣ繊維を被覆し、有益な複合体挙動を維持するために重要である繊維界面コーティングの酸化の危険性をもたらす。グラファイトマンドレルは、ＣＶＩ／ＣＶＤコーティングプロセス中に存在しなければならないので、繊維界面コーティングの表面積を外径表面に制限する。さらに、グラファイトマンドレルの除去は、通常、グラファイト材料を損傷し、マンドレルの使い捨てにつながるため、グラファイトマンドレルの使用は非常に高価になり得る。

本特許文献は、マトリックス処理中にグラファイトマンドレルを用いずにＳｉＣ複合構造体を複雑な形状に組み立てるための技術および方法をさらに記載している。

設計例
特定の例として、ＳｉＣベースの複合チューブは、チューブの内側に核物質燃料を保持するためのチューブを集合的に形成する、高密度β−ＳｉＣ層と、強化ＳｉＣ複合層とを含むことができる。この例では、高密度β−ＳｉＣは核分裂生成物およびガスの逃げに対する不浸透性の障壁として作用し、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合層は機械的強度および強化された靭性を提供する。１００％密度のモノリシッククラッディングの場合は脆すぎる、１００％複合クラッディングの場合は十分に不透過性にすることは非常に困難であるので、本設計は、これらの材料の両方の特定の特性から利益を得、両方なしでは実現できない。モノリシック材料と複合材の両方の特性を十分に利用するためには、動作中に予想される応力を考慮しなければならない。一般に、モノリシックセラミックは、引張よりも圧縮においてはるかに良好に機能し、過度の引っ張り力はモノリシックセラミックを壊滅的にひび割れさせ、気密性の喪失をもたらし得る。セラミック複合材は非常に靭性が高く、壊滅的な破損なしに引っ張り荷重と微小亀裂に耐えることができる。それ故、クラッディング寿命を通してクラッディングに見られる予想される応力に対して、モノリシックセラミックが圧縮応力が予想される領域に配置されることは有益である。

典型的な軽水炉燃料棒の寿命にわたって核燃料クラッディングが受ける応力を推定するために、この複合構造体の例についてモデリングまたはシミュレーションの結果が実行された。その結果は、クラッディング壁厚方向の温度勾配と炭化ケイ素への照射効果の影響を強く受ける。これらの計算は軽水炉用に行ったが、他の種類の原子炉（ガス冷却型、ナトリウム冷却型、またはその他の高度な原子炉タイプなど）でも同様の温度勾配と照射効果があり、これらの結論は広範囲の原子炉のクラッディングに適用されるであろう。核燃料棒では、クラッディング内に含まれる燃料ペレットは、核分裂反応が起こることによって大量の熱を放出する。この熱はクラッディング壁厚を通して伝わり、そこでそれは次に冷却材に伝わる。この熱伝達は、伝達される熱、熱伝導率、およびクラッディング厚さの関数であるクラッディングの温度勾配を生じさせる。クラッディング温度は、内面で最も高く、外面で最も低くなる傾向があり、他のすべてが等しい場合、クラッディング壁厚が増すにつれて温度勾配は増加する。

図２Ａは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合ＬＷＲクラッディングの代表的な温度プロファイルを示す。この温度勾配は、クラッディング内の２つの主要な応力源に寄与する。クラッディングは対応する熱膨張係数を有し、一般に、クラッディングのより高温の領域は温度勾配のためにクラッディングのより低温の領域よりも大きく膨張する。チューブ形状の場合、内側の温度が高いほど拡張するが外側の低温で抑制され、この熱膨張の影響によりクラッディングの内部に圧縮応力および外部に引っ張り応力がかかる。さらに、炭化ケイ素は、小さいがゼロではない量の照射誘起膨潤を受け、この膨潤は温度の関数である。膨潤は、（クラッディング用途に予想される範囲内で）より高い温度でより低く、より低い温度でより高い。結果として、チューブの外側のより低温の方がチューブの内側のより高温よりも膨潤し、したがって膨潤を抑制される。この照射誘起膨潤効果は、チューブの内側への引っ張り応力およびチューブの外側への圧縮応力に寄与する。これらの温度依存応力に加えて、外部から加えられる冷却剤圧力、または核分裂ガスの蓄積によって引き起こされる内圧のいずれかに起因して、内部または外部から加えられる圧力もある。

図２Ｂは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合ＬＷＲクラッディングについてのクラッディング応力に対する異なる寄与の代表的なプロファイルを示す。熱膨張、膨潤、および圧力による応力は、クラッディング壁厚の半径方向位置の関数として表示され、サイクル開始時の応力よりも厳しい条件である、サイクル終了時およびシャットダウン時の状況で表示される。照射誘起膨潤によって引き起こされる応力が最大であり、クラッディング壁厚の外側を圧縮状態にそして内側を張力状態に置く。

クラッディング内の予想される総応力は、燃料寿命の経過にわたって（温度変化、照射損傷が起こるとき、および原子炉が再燃料供給のために開始および停止されるとき）これらの応力効果を合計することによって推定することができる。これらの効果の合計は、照射誘起膨潤がクラッディング応力に最も大きく寄与し、合計された応力がクラッディングチューブ壁厚の内側で引っ張り状態でありそしてチューブ壁厚の外側で圧縮状態であることを示す。したがって、モノリシック層が、クラッディングチューブ壁厚の内側よりもむしろクラッディングチューブ壁厚の外側に配置される場合、モノリシック層は、より少ない引っ張り応力を受け、燃料寿命の経過にわたってより高い耐用寿命の可能性を有するので、大きな利益が達成され得る。これにより、以下に説明されるようなクラッディング設計を推進する。

いくつかの実施形態では、燃料装填量を最大にするためにクラッディングを薄く保つことができ、より薄いクラッディングは動作中の温度勾配を減少させる。この減少した温度勾配は上述の応力を減少させる。しかしながら、層に対し最小厚さが存在する。高密度β−ＳｉＣは核分裂生成物および核分裂ガスの保持を確実にするのに十分に厚くなければならず、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材は構造体全体に十分な靭性を与えるのに十分な強化材を含むべきである。特定の例として、強化複合層は、全クラッディング厚さの５０％超を構成すべきであり、好ましくは７０％超のクラッディング厚さを構成すべきである。いくつかの実施形態では、クラッディング構造体は３つ以上の層を含むことができる。例えば、クラッディング構造体は、２つの複合層がモノリシック層の内側にある構成において、少なくとも２つの複合層と少なくとも１つのモノリシック層とを含み得る。さらに、２つの複合層は相補的機能を果たすために互いに異なる。具体的には、複合層は、使用される複合強化材の種類、その強化材の角度または配向、または強化構造体を生成する方法（例えば、編組、巻きなど）が異なり得る。これら２つ（またはそれ以上）の複合層の組み合わせは、単一の複合層の使用を通して得られるものより改善された性能を提供する。例えば、１つの複合層はより滑らかな表面を提供するように設計されてもよく、一方、第２の複合層は最適化された強度を提供するように設計されてもよい。この例では、第１の複合層は、表面粗さ仕様を満たしながら、組立時の表面平滑性を改善し、高価な後処理機械加工工程を最小限に抑えるために、より少ない添加剤を含有してもよい。この例の第２の複合層は、特定の編組構造体の連続強化繊維を含んでもよく、これにより、クラッディングが動作中に受ける予想される応力に対して最適化されたフープ方向の強度と軸方向の強度とのバランスを提供する。モノリシック層はこれら２つの複合層の外側にあり、（上述のように）モノリシック層に見られる引っ張り応力を最小にするために複合層がクラッディング壁厚の内側または中心に向かって配置されることが非常に重要である。中央複合層（単数または複数）は、主要な機械的強度および靭性を提供する。内側複合層は、相補的な機械的支持を提供し、より滑らかな内側表面を提供する構造体を有することもできる。このより滑らかな表面は、より均一なペレット−クラッディングの間隙を与えることによって核クラッディング用途における性能を向上させることができ、それにより、クラッディングにおいてより均一かつ一貫した温度分布をもたらし、温度依存応力および他の故障モードを減少させる。燃料ペレットをクラッディング内に装填しなければならず、粗い表面はペレット縁に引っ掛かりそ、ペレット装填操作を妨げることがあるので、粗さを最小にすることはまた燃料棒全体のより効率的な組立を容易にすることができる。この内側層の複合構造体のために、追加の機械加工をほとんどまたはまったく伴わずに必要な表面粗さを達成することができ、時間および費用を節約する。

複合層の機械的性能は強化材の配向に大きく依存する傾向がある。（動作中の予想される応力に最良に適応するため）軸方向およびフープ方向の相対強度の最良の組み合わせを提供する構造体を有する複合材は、より粗い、よりきめの粗い表面を有することができ、滑らかな表面を提供するのに最適な複合構造体ではない。逆に、滑らかな表面を提供する（より一貫した燃料−クラッディングの間隙および改善された性能を提供する）複合構造体は、それ自体では最適な機械的補強を提供しないかもしれない、より小さいまたは注意深く整列した強化材を必要とすることがあり得る。一緒に機能する２つの複合層を使用することによって、構造体を最適化することができ、これら両方の目的を達成することができる。層はまた、互いにぴったりとフィットし、壁厚を減少させ、クラッディング内の強化材ボリューム率を増加させるように設計することができ、これは構造的靭性を向上させるために有益であり得る。この手法は、クラッディング性能要件を満たすために、２つ以上の複合層、およびクラッディングチューブの内側および中央に２つ以上の複合層を有するクラッディング設計に適用することができる。

この複合構造体の具体例を以下に記載する。
１．内側層は、（強化材の種類、強化材の配向、強化材の適用方法などによって定義されるように）特有な構造体「Ａ」を有するＳｉＣベースの複合材でできている。
２．中間層は、（強化材の種類、配向、または組立方法の点で構造体「Ａ」とは異なる）特有な構造体「Ｂ」を有するＳｉＣベースの複合材でできている。
３．外層はモノリシックＳｉＣでできている。

本明細書に記載されているように他のＳｉＣベースの層を追加することができ、また、外部環境バリアコーティングも任意に追加することができる。

複合層は、セラミック繊維またはウィスカーを含む高アスペクト比のセラミック含有物によって強化され、強化材上に堆積された相間層は、含有物とマトリックスとの間の荷重伝達および滑動を可能にする。一実施形態では、内側層は、滑らかな内側表面を提供するために少量のウィスカー強化材で製造された薄い複合層である。あるいは、別の例では、この層は、巻き連続繊維強化材で強化された薄層から構成することができる。これらの例では、次の層は、動作中に予想される応力に適応するように設計された構造体を有する編組連続繊維強化材で構成することができる。別の例は、２つの複合層であり、両方とも編組連続繊維からなるが、編組構造体または編組の繊維角度を変化させて、必要な機械的特性を提供し、同時に良好な繊維被覆および比較的滑らかな表面を達成する。これら両方の例において、モノリシック外側セラミック層が追加される。構造体の外側へのモノリシック層の位置決めおよびこの層の厚さは、この層が動作応力を受けたときに圧縮状態を維持するように慎重に選択される。このモノリシック層への引っ張り荷重を最小限に抑えるか回避することによって、亀裂の可能性を大幅に減らすことができ、存続確率を大幅に向上させることができる。

複合クラッディング構造体のいくつかの実施形態では、クラッディングを望ましくないクラッディング−冷却剤の化学的または機械的相互作用から保護するため、および／または制御された表面粗さ特性を提供するために、外面上に追加の薄い耐環境コーティング層も存在し得る。この層は、金属（Ｃｒなど）またはセラミック（ＳｉＣなど）とすることができる。さらに、層間の亀裂伝播を抑制するために、同心層間に薄い相間層を任意に堆積させることができる。これらの層は、１つの層を直接堆積させて前の層に密接に接触させて順次組み立てることができる。様々な実施では、これらの相間層は、熱分解炭素または金属などの延性材料を含むことができる。

このクラッディングはある範囲の材料に基づくことができ、特定の例として、モノリシック層は炭化ケイ素であることができ、複合層はＳｉＣ繊維、ウィスカー、またはその他の強化材を使用して強化されたＳｉＣマトリックスからなるＳｉＣ−ＳｉＣ複合材であることができる。不純物の存在は核エネルギー用途における性能を低下させる傾向があるので、構成材料は高純度の材料であり得る。

開示されたＳｉＣ複合構造体は、長い薄壁のチューブの形態で構成することができる。例えば、いくつかの実施において、壁厚は２ｍｍ未満、および１ｍｍ未満の厚さであり得る。チューブの長さは特定の用途の必要性によって左右される。例えば、いくつかの原子炉では、軽水炉用のクラッディングは１２フィート、１４フィート、またはそれ以上であり、ガス冷却高速炉用のクラッディングは８から９フィートの長さである。チューブの直径も用途の必要性に基づいて選択することができ、場合によっては、おおよそ４分の１インチの直径から３／４インチまたはそれ以上の直径までの範囲とすることができる。クラッディングは、内側から外側に層を積み上げることによって組み立てることができ、一般に、高純度炭化ケイ素の化学気相堆積が各層の重要な組立工程として使用される。

開示されたＳｉＣ複合構造体はまた、他の非管状形状に構成することができる。例えば、航空宇宙分野は、ＳｉＣ複合構造体の高温強度に理想的にマッチしている多種多様な用途を有する。つまり、ノーズコーン、シュラウド、エーロフォイル、タービンブレードおよび他のジェットエンジン部品である。ＳｉＣ複合構造体は、管状のＳｉＣクラッディングと同様の方法で組み立てることができる。

組立
提案されたクラッディングの概略断面図が図３に示される。図示の断面は構造体の一部を表す。

高密度β−ＳｉＣの低い靭性およびワイブル係数は、クラッディングにおける機械的強度の唯一の手段として使用することを望ましくないものにする。クラッディング性能を向上させるために、ＳｉＣ繊維またはＳｉＣウィスカー（または他の少量のＳｉＣ添加剤）強化複合層を使用して、亀裂伝播を抑制する靭性およびメカニズムを提供する。ＳｉＣ繊維および／またはウィスカーは、向上した引っ張り強度を提供し、繊維方向はまた、クラッディングにおける軸方向および円周方向における材料性能のバランスをとるために最適化され得る。クラッディング内の複合層は、クラッディング壁厚の内側および中心に向かって配置される。

編組繊維複合層
編組強化材を有する複合材では、化学量論的な高純度のＳｉＣ繊維トウをスリーブに編組し、これをマンドレルまたは部分的に製造されたクラッディングに直接編組することができ、あるいは別々に編組して後で配置することができる。熱分解炭素または他の界面層は、化学気相堆積または他の方法を用いて繊維上に堆積される。この層は、ＳｉＣ繊維とＳｉＣマトリックスとの間の界面として働き、亀裂成長を阻止し、荷重伝達および繊維の引き抜きおよび滑りを可能にすることができる。次に、高密度β−ＳｉＣ堆積に使用されたものと同様の化学気相堆積プロセスで、高純度ＳｉＣマトリックスが堆積される。このマトリックス浸透工程ではより遅い堆積速度が使用され、組立時間を短縮するために強制流動化学気相浸透などの技術を使用することができる。機械的特性および熱的特性は複合材密度の増加と共に向上し、相対複合材密度は７０％〜９０％またはそれ以上であり得る。良好な複合挙動を提供するメカニズムはまた、繊維充填量にも依存し、２０ボリューム％〜５０ボリューム％以上の間で変動し得る。これらの編組層では、強度を最適化するために繊維を軸方向と円周方向との間で角度を付けて、二次元繊維配向が使用される。典型的な繊維角度は、（クラッディング軸に対して）±３５°〜±７５°の範囲であり、いくつかの編組構造体では、追加の繊維強化材を軸方向に沿って整列して追加することができる。これらのＳｉＣ繊維複合層の厚さは、トウ当たりの繊維数および編組パラメータに基づいて選択することができる。編組は、巻き繊維を用いて複数回通過させることと比較して、複合層における繊維含有量の均一性を改善する。繊維が部分的に組み立てられたクラッディング上に直接編組される場合、張力を使用して内側クラッディング層に望ましい圧縮荷重を加えることができる。編組アーキテクチャは、全体的な多層構造体内で変えることができる。例えば、±４５°の繊維バイアス角を有する１つの編組複合層および±６０°の繊維バイアス角を有する別の編組複合層。これらは２つの異なる複合層を構成し、この強化材は最適性能を提供するように調整することができる。

巻きＳｉＣ−ＳｉＣ複合層
巻き複合層は、編組されるのではなくクラッディングまたはマンドレルの周りに巻き付けられた強化繊維またはトウによって形成することができる。この層の繊維は、編組スリーブと比較してクラッド軸に対して所望の角度（例えば、±３５°〜±９０°）で巻くことができ、１つまたは複数のトウの繊維を同時に巻くことができる。これにより、応力が最大となる円周方向に追加の繊維強化を提供し、より滑らかな表面を提供する。高純度の核グレードのマトリックスを得るためには、化学気相浸透法を用いてこの複合層を緻密化し、熱分解炭素相間層または他の相間層を繊維とマトリックスの間に堆積させる。

ウィスカーまたは他の少量の添加剤を含む複合層
複合層は、少量の含有物（ＳｉＣ粉末またはウィスカーまたは短い長さのＳｉＣ繊維など）を使用して形成することもできる。これらのミクロスケールおよびナノスケールの添加剤は、乾燥形態またはスラリー形態で添加することができ、他の種類の複合材と同様に化学気相堆積法を用いて緻密化することができる。このようにして、添加剤（乾燥形態またはスラリー形態）は特有の複合層中の強化材となり、少量の添加剤のために、とても非常に滑らかな複合表面を得ることができる。あるいは、この手法は、添加剤を繊維編組に含浸させてプリフォーム工程の前、最中、または後に巻き回す、編組または巻き回しのいずれかの手法と組み合わせることもできる。このようにして、これらの添加剤は、繊維トウ間の間隙およびより大きい孔を埋めるために使用することができる。これらの添加剤はまた、繊維トウに含浸させることもでき、続いてクラッディング構造体に巻くかまたは編むことができる。均一な分散を達成するのを助けるためにスラリーを含む含有物が使用される場合、スラリーの液体成分は処理中に蒸発または熱分解することができ、少量の強化材含有物のみを残す。あるいは、スラリー中の液相成分はプレセラミックポリマーであり得、これは反応して結晶性ＳｉＣを生成し得る。編組繊維複合材または巻き繊維複合材と同様に、熱分解炭素または他の界面層が、化学気相堆積または他の手段を用いて少量の添加剤上に堆積されて、複合材における強化メカニズムを促進する。

これら３つの特有の複合材タイプは網羅的なリストではなく、複合強化材、その強化材の構造または配向、または複合材の組立方法のための他の手法を用いて本開示に記載の異なる層を生成することができる。

高密度モノリシックβ−ＳｉＣ層
中性子照射下での構造安定性を確実にするために、いくつかの実施において、高密度ＳｉＣ層は化学量論的、高純度、およびβ−（立方晶）相であり得る。ＳｉＣを製造するために一般的に使用されるある種の方法（液相変換、ホットプレス、焼結を含む）は、不純物レベルが高いために核グレードのＳｉＣを製造するのに適していないかもしれない（Ｊ．Ｎｕｃ．Ｍａｔ．，３７１巻，３２９ページ（２００７））。一実施では、核グレードのＳｉＣは、メチルトリクロロシラン、メチルシラン、シランおよび炭化水素、または他の適切な前駆体との気相反応を使用して堆積させることができる。これらの前駆体は、ガス流中で希釈され、適切な温度および圧力に保たれた炉に流れ込むことができ、そこでそれらは分解して緻密で高純度のβ−ＳｉＣを形成する。高密度β−ＳｉＣは比較的低い破壊靭性（Ｋ１Ｃ〜３−５ＭＰａ√ｍ）を有し、応力下で、亀裂は小さな欠陥または割れから始まり、高密度ＳｉＣの厚さを通して伝播し、核分裂ガスを放出し、潜在的に脆性破壊を引き起こす。この許容できない結果は、いくつかの方法で対処できる。クラッディングは、ガス圧、膨潤、温度勾配、燃料−クラッディング相互作用、および他の動作応力による高密度β−ＳｉＣの応力が圧縮のままであることを確実にするように設計される。これは、モノリシック層を構造体の外側に向かって特定の配置することによって達成される。ＴＲＩＳＯ粒子についてのＳｉＣ層の厚さの仕様に基づいて、３５μｍの層であれば、核分裂生成物の保持および圧力の封じ込めを確実にするのに、不透過性のＳｉＣ層に十分な厚さを提供した（Ｊ．Ｎｕｃ．Ｍａｔ，３５５巻，１５０ページ（２００６））。この提案された燃料クラッディング設計では、内圧はより低い（ドイツのＴＲＩＳＯ燃料の場合〜４０ＭＰａに比較して、寿命の終わりで〜１５ＭＰａ、Ｊ．Ｎｕｃ．Ｍａｔ、３７１巻、２７０ページ（２００７））が、円筒形状のフープ方向応力は球形圧力容器内の応力よりも大きい。これらの違いに基づいて、不透過性を確実にするために追加の厚さを見込んで、高密度β−ＳｉＣの厚さは少なくとも１００μｍであるべきである。最大厚さは、十分な繊維充填量を維持し、温度勾配に関連する応力を最小限に抑えるためにクラッディング壁厚を薄く保つ必要性によって支配される。所望の表面粗さを達成するために、外側ＳｉＣ層の追加の研磨を実施することができる。

高密度モノリシックＳｉＣの比較的低い破壊靭性は、１つの追加の経路を用いて対処することができる。すなわち、亀裂伝播を抑制するために延性層を用いることである。これらの層は、熱分解炭素または他の延性材料（金属など）であり得、連続モノリシック層の間またはモノリシック層の外側に堆積され得る。好ましくは、これらの層は、モノリシック層（単数または複数）の表面内および表面上の複数の位置に堆積させることができる。モノリシック層の内側または外側近くの層は、それぞれ、モノリシック層を、複合材中の微小亀裂から、または外側への衝撃もしくは応力から隔離するのに役立ち得る。連続モノリシック層の間に堆積された延性層は、各モノリシック層を他のモノリシック層から部分的に隔離し、荷重が移動するのを許容するが、亀裂が伝播するのを防ぐ。これにより、これらのモノリシックセラミック層の全体的な信頼性および靭性が向上し、気密性を損なうことなく１つのモノリシック層を通る亀裂に耐えることができる構造体が提供される。

図３に示される単純な断面図は、本発明の最も単純化されたバージョンを示す。しかしながら、複合材の種類、層の相対的な厚さ、および層の数の変動により、カバーされるであろう多くの可能な範囲がある。いくつかの追加の例を以下に示すが、これらの例は単に例示を目的として提供されているだけであり、これらの例は包括的なものではなく、他の保護構造体もここに示すもの以外に存在し得ることに留意されたい。

図４は、内側巻き複合層、中間編組複合層、および外側モノリシック層を含むクラッディング断面の概略図を示す。

図５は、複数の内側編組複合層および外側モノリシック層を含むクラッディング断面の概略図を示す。編組層は、アーキテクチャ（例えば、二軸対三軸）および／または繊維角度（例えば、第１の層に対して４５°±５°、第２の層に対して５０°±５°）が異なり得ることに留意されたい。

図６は、巻き複合内側層、編組複合中央層、および延性層によって分離されたいくつかの薄いモノリシック層からなる外側モノリシック層を有するクラッディングの概略図を示す。

図７は、内側の少量の添加剤含有複合層、中央編組複合層、その後の少量添加剤含有複合層、および耐環境コーティング層（ＥＢＣ）を有する外側モノリシック層を有するクラッディングの概略図を示す。

いくつかの実施形態では、クラッディングは内側から外側に向かって連続層で製造されてもよい。組立プロセスの開始時にマンドレルを使用して内側クラッディング直径を画定することができ、その後の層が前の層の上部に形成される。良好な核性能を提供するために、すべての繊維は、Ｈｉ−Ｎｉｃａｌｏｎタイプ−Ｓ（日本カーボン株式会社）またはＴｙｒａｎｎｏ−ＳＡ（宇部興産株式会社）または類似品などの化学量論的低酸素炭化ケイ素繊維でなければならない。ナノスケールのＳｉＣウィスカーまたは短い長さのＳｉＣ繊維などの複合構造体に使用される強化添加剤は、高純度、化学量論的、β−ＳｉＣであるべきである。名目上、確立された化学気相堆積技術を使用して、ＳｉＣ複合材マトリックスおよび高密度β−ＳｉＣ層が現場で堆積される。

ＳｉＣを形成するように処理されるプレセラミックポリマーなど、高純度の化学量論的炭化ケイ素を生成することができる様々な他の堆積方法もまた考慮され得る。

図８は、内側巻き複合層とその後の編組複合層を用いて製造されたクラッディングチューブのＸ線コンピュータ断層撮影（ＸＣＴ）再構成を示す。これは、これら２つの異なる複合層の組み合わせが、第２の複合層のための編組層の機械的強度の利点を提供しながら、内側表面の表面粗さを著しく減少させることを示す。このサンプルでは、外側モノリシック層は示されていないことに留意されたい。

図９Ａは、薄くて少量の添加剤含有複合内側層と、それに続く編組複合層（９０１）または複数の層（９０３）とを有するクラッディングチューブの例を示す。右側では、内側複合層９０５は青色で強調表示されており、周囲の複合層９０３は緑色で強調表示されており、内側層の滑らかな表面および周囲層のより粗い表面を示している。内側層は滑らかな仕上がりを提供し、周囲の層は最適な機械的強化を提供する。

図９Ｂは、機械的試験後に得られた複合材破断面の走査型電子顕微鏡写真（ＳＥＭ）を示す。ＳＥＭは、２つの異なる複合強化材、すなわち連続ＳｉＣ繊維９０５および分散された少量のＳｉＣウィスカー添加剤９０７から得ることができる強化メカニズムの一例を実証する。亀裂たわみ、および強化材の引き抜きなどの複合強化メカニズムは、強化繊維９０５と強化用の少量のＳｉＣウィスカー９０７の両方から観察することができる。

図１０Ａは、編組ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材上に堆積された高密度モノリシックβ−ＳｉＣの例を示す。図１０Ｂは、編組ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材上に堆積された高密度モノリシックβ−ＳｉＣの例を示す。

図１１Ａは、クラッディング内の複合層の外側の連続モノリシック層間に堆積された薄い延性層の例を示す。図１１Ｂは、クラッディング内の複合層の外側の連続モノリシック層の間に堆積されたわずかに厚い延性層の例を示す。

図１２は、編組複合層の上部に堆積され、薄くて少量の添加剤含有複合層によって分離された、２つの外側モノリシック層を有するクラッディング構造体の例を示す。

開示された技術の有益な態様のいくつかを実証するために、例示的実施形態が製造された。いくつかの実施形態では、化学気相浸透法を用いて、おおよそのＬＷＲクラッディング直径および３フィートまでの長さのＳｉＣベースのクラッディングチューブを製造した。外側モノリシックＳｉＣ層を含む構造体を含むプロトタイプのクラッディングアーキテクチャが製造された。複合材サンプルは、化学量論的ＳｉＣ繊維（Ｈｉ−ＮｉｃａｌｏｎタイプＳ繊維、ＮＧＳアドバンストファイバー株式会社）で強化された。チューブ構造体（ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材のみからなるチューブおよび外側モノリス層を有するもの）は、チューブ内径を画定するために繊維をマンドレルの周りに配置することによって形成された。マンドレルは後に全体の組立プロセスの一部として除去された。ＳｉＣベースのクラッディングチューブの例示的な組立方法に関する詳細は、図２７〜図３６に関連して以下で論じられる。

組立中に、使用される繊維トウの数およびチューブ軸に対する角度を調整することによって繊維配向を変化させ、これらの実施例では、フープ方向および軸方向に１．３：１（フープ方向バイアス）〜１：１．５（軸方向バイアス）の範囲の異なる比率の繊維を含むプリフォームを製造した。これらの繊維比はこれらの実証のために使用されたが、本発明でカバーされる繊維配向の範囲に対する制限を表わすものではない。これらの変形は、複合層の構造の関数としてクラッディングの機械的特性を制御することができることを示すことによって、本発明の利点を実証するために使用することができる。いくつかの実施形態では、〜１５０ｎｍの熱分解炭素相間コーティングをメタンまたはアセチレンの化学気相分解によって堆積させ、次いでマトリックスを堆積させ、メチルトリクロロシランの化学気相浸透によって最終相対密度約８０％まで緻密化した。本明細書に記載されている実施形態は、処理および構造の変動に対する制限として見なされるべきではない。複合材緻密化工程は、すべての複合材からなるチューブおよびＳｉＣ内側モノリスを含むものについての最終処理工程を表わした。外側モノリスを含むこれらのチューブの場合、追加のＳｉＣを堆積させて高密度外側ＳｉＣコーティングを形成した。いくつかの実施形態では、最終チューブ壁厚は構造に応じて異なり、１．２ｍｍから２．１ｍｍの範囲であった。ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材のみからなるチューブは１．２ｍｍ〜１．４ｍｍの壁厚を有し、一方、内側モノリスを有するチューブはわずかに厚く（１．３ｍｍ〜１．５ｍｍ）、外側モノリシック層を有するチューブは１．９ｍｍ〜２．１ｍｍの厚さであった。しかしながら、これらはこれらの実施例に使用された厚さであり、これはこのクラッディング発明が適用され得る厚さの範囲に対する制限を構成せず、０．４ｍｍ程度の厚ささの壁厚を有するクラッディングチューブが本発明に記載される。内側または外側モノリシック層を含む２層構造体の場合、そのモノリシック層は壁厚の約３０％を占めた。

特性
本明細書に記載された構造体を比較するために、クラッディングが、機械的性能、気密性、ならびに幾何学的および寸法公差に関して評価された。ＳｉＣベースのチューブの機械的特性はいくつかの方法を用いて評価することができる。フープ方向強度は、Ｃリング試験および拡張プラグ試験を使用して測定され、一方、軸方向強度は単調軸引っ張り試験を使用して測定された。

Ｃリング試験が、ＡＳＴＭ Ｃ１３２３においてモノリシックセラミックについて確立され、およびＪａｃｏｂｓｅｎ等に記述されている同様のガイドラインに従い、実行された。Ａｃｃｕｔｏｍ−５０ダイヤモンドソーを用いてサンプルリングを２〜３ｍｍの厚さに切断し、続いてダイヤモンドグリットを用いて研磨した。ほとんどの試験はＬＷＲクラッディング用途に適したサイズ（内径〜７．５ｍｍ）の材料で行われたが、さらに直径の大きいサンプルもいくつか測定された（内径〜１９ｍｍ、ＬＷＲサイズの材料と非常によく似た繊維アーキテクチャを使用し製造され、同じプロセスを使用して緻密化した）。これらのより大きな直径のチューブは、ＬＷＲクラッディング寸法よりも大きい核燃料クラッディング設計に対するこれらの構造体の適用性を示すために製造された。ＬＷＲサイズの材料には４ｍｍのＣリング間隙を使用し、より大きな直径の材料には７．５ｍｍのＣリング間隙を使用した。インストロン５９８２ユニバーサルメカニカルテスターを用いて２ｍｍ／分のクロスヘッド速度で試験片に荷重をかけた。報告された各データ点について、最低５個の試験片を試験したが、１０個の試験片が典型的である。曲げ梁理論を用いて荷重を応力に変換した。

拡張プラグ試験は、文献で確立されている手順にしたがって実行された。試験片を切断し、長さ約２５ｍｍに研磨し、デュロメーター硬度が９５の１２〜１５ｍｍのポリウレタンプラグを使用した。クロスヘッド速度は１．５ｍｍ／分に設定した。試験中、２．５〜３ｍｍゲージ長さ（Ｏｍｅｇａ）の歪ゲージで歪みを監視した。各試料について最低５回の試験を行い、チューブの内径および外径における応力をラメの式を用いて計算した。

軸方向引っ張り試験は、ＡＳＴＭ Ｃ１７７３に記載されている手順を使用して実施した。受動グリップ固定具を利用して、チューブを内径と外径の両方でエポキシ化した（Ｕｎｉｔｅｄ Ｒｅｓｉｎ Ｃｏｒｐｓ社、Ｔｕｆｆ Ｂｏｎｄ ｅｐｏｘｙ）。試料の全長は１００〜１２０ｍｍであり、ゲージ部は５０ｍｍであった。９０度間隔で取り付けられた３〜４ｍｍゲージ長を有する４または８個の歪ゲージのセットで測定されるように、Ｕ−ジョイントを利用して適切な整列を確実にするのを助けた。クロスヘッド速度は２ｍｍ／分に設定した。軸方向引っ張り試験では、報告されたデータは最低３回の試験の平均を表わす。この試験方法は、周知の引っ張り強度を有するモノリシックＳＥグレード炭化ケイ素（Ｈｅｘｏｌｏｙ）および９９．８％純度アルミナチューブ（Ｃｏｏｒｓｔｅｋ）の試験を通して以前に検証された。測定された引っ張り強度はこれらのモノリシック材料について報告された値の１０％以内であった。

拡張プラグ試験と軸方向引っ張り試験の両方で、歪データの小さな低下を介してマクロスケールの亀裂のバルク測定を検出することはできたが、より局所的なマイクロスケールの亀裂を監視する技術（アコースティックエミッション検出など）は使用しなかった。弾性率、比例限界応力（ＰＬＳ）、および最大引っ張り強度（ＵＴＳ）を、対応するＡＳＴＭ手順に記載されている方法を使用して応力−歪み曲線から得た。

熱拡散率
熱拡散率を、Ｐａｒｋｅｒ等によって導入された手法にしたがって、およびＺｈａｎｇ等による試料の形状に対する修正を用いて、ＮＥＴＺＳＣＨ ＬＦＡ ４２７レーザーフラッシュアナライザーを使用して測定した。平坦なサンプルと湾曲したサンプルの両方を測定し、湾曲した試験片をＳｉＣ−ＳｉＣチューブの側面から切り取った。分析装置用の試験片ホルダーにフィットするように、サンプルサイズを１０ｍｍ×１０ｍｍに一定に保った。熱拡散率は、２５℃、３００℃、および８００℃で厚さ方向に測定し、各温度で３回測定した。

透過性
ＳｉＣ−ＳｉＣチューブの透過性は、質量分析計漏れ検出器（Ａｇｉｌｅｎｔ社、ＶＳ ＭＤ３０）を使用し、ＡＳＴＭ Ｅ４３２−９１（２０１１）からのガイドラインを考慮して評価した。漏れ検出器を粗引きポンプ、特注チャンバ、ヘリウム源、および圧力計と共に組み立てた。試験される試験片は、高圧領域と低圧領域との間のチャンバ内に保持され、このアセンブリは、高温での透過性試験を容易にするためにチューブ状炉の内側に配置され得た。通常、試験中に１ａｔｍの圧力差を試料全体にかけ、次いで試料を透過するヘリウムが検出されたときから漏れ速度が定常状態に達するまで漏れ速度を監視した。１つの例示的試験構成を図１３に示す。この装置は、両端が開放端のＳｉＣ−ＳｉＣチューブ、およびＳｉＣベースの接合部を使用して接合された一端をＳｉＣエンドプラグで封止されたチューブを通る漏れ速度を測定するために使用することができる。

寸法公差
表面粗さ測定は、ＸＣＴボリュームから抽出された粗さ値と比較するために、針表面プロフィルメーター（半径２．５μｍのダイヤモンドチップを有するＤｅｋｔａｋ ６Ｍ）を用いて行われた。プロフィロメーター走査長は、２ｍｍから７ｍｍの間であり、垂直高さ範囲は２５４μｍ、垂直ステップ分解能は４ｎｍであった。プロフィロメーター粗さ走査はすべて軸方向に行った。

他の寸法測定値は、Ｐｅｒｋｉｎ Ｅｌｍｅｒ １６２０ ＣＳ３検出器を備えたＮｉｋｏｎ ＸＴＨ２２５ Ｘ線コンピュータ断層撮影装置を使用してＸ線コンピュータ断層撮影法（ＸＣＴ）から得た。調べられているＳｉＣクラッディングチューブの高いアスペクト比のために、評価されている寸法公差に応じて異なる解像度および倍率で走査が行われた。得られた画像ボリュームの分析には、Ｖｏｌｕｍｅ Ｇｒａｐｈｉｃｓ 「ＶＧＳｔｕｄｉｏ Ｍａｘ」を使用した。

データを得るために、より長い（〜０．９ｍ）ＳｉＣ−ＳｉＣチューブを別々の２５ｃｍ長さのセグメントで走査した。再構成された各３Ｄボリュームは、１４０ｋＶおよび５５μＡのビーム、フィルタ無しの設定で、７２０個の２ＤＸ線投影から生成された。チューブ当たり４つのセグメントを個別に再構成し、次いでＶｏｌｕｍｅ ＧｒａｐｈｉｃｓまたはＸＣＴ分析ソフトウェアを使用して１つの測定可能なボリュームに一緒にステッチした。個々の再構成ボリュームおよびステッチされたボリュームは、０．００２ｍｍ３のボクセルからなり、これは１２７μｍの線形分解能に対応する。

Ｘ、Ｙ、Ｚ方向に１２．７μｍの分解能を提供する座標測定機（ＣＭＭ）（Ｗｅｎｚｅｌ ＬＨ８７）と１０μｍの高さ分解能を提供するデジタル高さゲージ（ＳＰＩ １３−５９９−６）の２つの他の測定ツールを使用して、追加の真直度測定値を得た。

浸透均一性は、ＳｉＣ−ＳｉＣチューブ壁の外側へのＣＶＩ ＳｉＣ堆積の厚さを測定することによって評価することができる。この外側ＳｉＣ層は緻密化中に形成され、その厚さは複合構造体、浸透条件、および浸透効率によって影響を受ける。したがって、この外側のＣＶＩ ＳｉＣ層における変動は、基礎となる複合材の均一性のおおよその指標として役立ち得る。より長いチューブを１０ｃｍ間隔で切断し、装着しそして研磨し、走査型電子顕微鏡（Ｐｈｅｎｏｍ Ｘ ＳＥＭ）を使用して厚さを測定した。

ＳｉＣベースの核燃料クラッディングの性能要件
炭化ケイ素ベースの核燃料クラッディング（現在のＬＷＲ用の耐故障性燃料用に設計されたクラッディングおよびその他の進んだ原子炉概念用に設計されたクラッディングを含む）の性能属性は、通常運転、設計基準の事故、設計基準事故を超えるものに対して、定義および実証されなければならない。クラッディング組立は非常に大きな生産規模で実行可能でなければならない。これらの要件および性能基準の非常に徹底的な評価はＢｒａｇｇ−Ｓｉｔｔｏｎ等によって公表されており、重要なクラッディング測定基準のいくつかは機械的強度、熱的挙動、不透過性、および寸法管理を含む。ＬＷＲ燃料クラッディングの場合、寸法要求は現在のジルカロイクラッディングチューブの仕様とほぼ同じであり、これは〜０．８ｍｍ−１．３μｍの表面粗さの要求、±２５μｍの楕円の要求、長さ３００ｍｍあたり０．２５ｍｍ真直度要件が含まれる。最終的なＳｉＣベースのクラッディング設計のためには、厳密な要件を再確立する必要がある。さらに、他の種類の原子炉（ガス冷却炉、セダム冷却、金属、または溶融塩冷却など）用の燃料クラッディング設計は、異なる寸法および幾何学的仕様および公差を有することができるが、本発明で説明するクラッディング設計はこれらのいずれにも適用される。

これらの要件を満たすために、不透過性のモノリシックＳｉＣ層を、化学気相堆積法を用いて複合チューブの外側に堆積させることができ、本特許文献に記載されているように、外側モノリス設計の結果となる。

製造されたチューブおよび構造体の例を図１４Ａ〜Ｃに示す。図１４Ａは、製造された長さ〜０．９ｍのＳｉＣ−ＳｉＣチューブの例を示す。図１４Ｂは、外側モノリシックＳｉＣコーティングを有するチューブ構造体の断面を示す。

ＳｉＣ‐ＳｉＣチューブ構造体の機械的特性
フープ方向および軸方向の強度に対する繊維強化材の影響を実証するために、２つの異なる繊維アーキテクチャを調べた。第１のアーキテクチャは、フープ方向よりも軸方向の繊維強化材の比率がわずかに高い（１．５：１）。一方、第２のアーキテクチャはフープ方向にバイアスされた（１．３：１；比較のために、±４５°に配向された繊維を有するアーキテクチャは、１：１のフープ方向：軸方向の補強比でバランスがとれている）。フープ方向強度を測定するためにＣリング試験を使用し、軸方向強度を測定するために単調引っ張り試験を使用した。２つの異なる繊維アーキテクチャについての工学的極限引っ張り強度を表１に報告する。これは、複合構造体に基づく機械的特性にわたって達成することができる広範囲の制御を示している。これは、単層ではなく、２層以上の異なる複合層を使用することによって機械的特性を最適化できるという利点を実証している。

代表的なＣリング試験についての応力対変位のプロットを図１５Ａに示す。Ｃリング試験は平面曲げ試験と比較するのが最も適しているが、比較的均一な複合材ではＣリング試験がフープ方向応力の良好な近似値を与えることが実証される。この研究で観察された強度と弾性率は、報告間の繊維アーキテクチャの違いが比較が近似にすぎないことを意味するが、ＳｉＣ−ＳｉＣパネルとチューブの両方について以前に報告されたものと類似している。両方の繊維アーキテクチャについて、破損時の同様の変位が観察される。しかしながら、フープ方向バイアス複合材は、最大引っ張りフープ方向強度の５０％を超える増加およびＵＴＳを超えて残留荷重を支えることができることを示す。このより高い耐荷重能力は、シビアアクシデント状況において重要であり、脆性破壊なしにクラッディングを冷却可能な形状に維持するのを助けるであろう。フープ方向の追加の強化は、より架橋亀裂が生じ得ることを意味し、これは複合材における改善された靭性および強度の主要なメカニズムの１つである。架橋亀裂では、マトリックス亀裂は繊維を取り囲む弱い界面層に沿って偏向され、結果として生じる荷重は損傷を受けていない繊維に伝達され維持される。

図１５Ｂは、これらの試験片の一軸引っ張り試験についての代表的な応力対歪のプロットを示す。軸方向バイアス繊維アーキテクチャの場合、はるかに高い軸方向のＵＴＳが観察される。これは、荷重方向の追加の強化がより高い強度をもたらすというＣリング試験結果と一致する。この結果は予想され、様々な繊維配向を有するポリマーマトリックス複合チューブが荷重方向に整列した繊維の増加と相関して破壊荷重の増加の傾向を示したという文献の報告と一致する。フープ方向バイアス試験片については、破壊時の追加の歪みおよびより低い弾性率が観察され、これは、複合材の密度および気孔率分布の差に起因し得る。繰り返すが、これは、性能に対する複合アーキテクチャの重要性と、性能を向上させるために２つ以上の特有の異なる複合層を使用することで達成できる利点を示す。

いくつかの実施形態では、各強度試験方法について特徴付けられたすべての試験片は、測定を行うために使用されている技法に関して選択された同じ長さを有した。Ｋａｔｏｈ等は、繊維強化方向に対して軸外の荷重方向で試験された複合材は、特に、試験片の幅が繊維強化ユニットのセル幅と同等の場合、強度上の試験片幅効果を示すことを報告する（試験片幅が狭くなるにつれて強度値が減少する）。この研究では、拡張プラグ試験および軸方向引っ張り試験では、完全なチューブ直径を含み、単位セル寸法の何倍もの長さを持つ試験片を使用しているため、サンプルサイズは問題にならない。Ｃリングテストはより短い長さのチューブ（２〜３ｍｍ）を使用する、しかし、Ｊａｃｏｂｓｅｎ等は、より大きな拡張プラグ試験片と、この現在の研究で使用されているものと同じ大きさのＣリング試験片で測定されたフープ方向強度値の間の良好な一致を報告した。したがって、クラッディング用途のためのより長い〜４ｍの長さのチューブは、文献および現在の結果に基づいて特性を確認するために追加の試験を必要とするかもしれないが、この研究で使用された試験片のサイズは、これらのＳｉＣ−ＳｉＣ複合チューブの特性の代表的な測定値を提供するのに十分大きい。

これらの結果は、フープ方向および軸方向の相対強度を制御する強力な能力を実証する。これは、軸方向強度に対するフープの比率の細かい制御がチューブに対して可能であることを実証している。繊維アーキテクチャを制御することにより、事故のシナリオと同様に通常の動作中に予想される特定の条件にクラッディングを調整することが可能になり、本発明に記載されるような２つ以上の異なる複合層を使用するとより良い最適化が可能になる。仕様のアプリケーション要件、予想されるストレスのモデル化、および製造上の考慮事項の組み合わせによってアーキテクチャが決定されるため、これらの状況および対応するストレスを考慮する必要がある。

図１５Ｃは、少量の添加剤のみで強化された複合材に対して行われた追加の機械的試験の結果を示す。これらのＳｉＣ構造体（ＳｉＣウィスカーなど）は、編組繊維または巻き繊維タイプのＳｉＣ−ＳｉＣ複合材に使用される連続ＳｉＣ繊維よりもはるかに小さい。これらの添加剤はある程度の強化を提供する。しかしながら、それらが少量であること（複合材内で長距離にわたって伸びていない）およびこれらの添加剤の配向を制御することが困難であるために、これらは、編組または巻き繊維複合材において使用される連続強化繊維と同じ有意な靭性利益を提供しない。これは、この少量の添加剤含有複合材の機械的応答に対する応力−歪み応答において観察されるより低い強度および最小の擬似延性挙動をもたらす。したがって、最適な機械的性能のためには、編組繊維または巻き繊維強化材を含む構造体が、より強い強度、および性能要求を最もよく満たすようにフープ方向と軸方向との間の機械的特性を調整することができることを提供するのに好ましい。しかしながら、これらの少量の添加剤含有複合材は、連続繊維強化材と比較して組立時の表面粗さをより滑らかにするなどの他の利点を提供する。複数の異なる複合層の使用は、各タイプの複合層の有利な特性を活用し、それぞれの最良の属性を組み合わせた構造体を生み出すことを可能にする。

２つ以上の異なる複合層を組み込むことに加えて、本発明はまた、ＳｉＣのモノリシック層が複合材の外側もしくは内側、またはその両方に配置されている多層構造体を利用する。モノリシックＳｉＣは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材と比較して改善された耐酸化性を提供し、それが亀裂のないままであれば気密性を提供することができる一方、複合層はクラッディングに対して強度および靭性を増大させる。核分裂ガスは燃料寿命を通して閉じ込められなければならないので、モノリシック層が通常の動作条件で無傷のままであることが重要である。いくつかの実施形態では、このモノリシック層は、原子炉運転中に予想される応力に最もよく適応するようにクラッディングの外側に最適に配置される。

熱拡散率
ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材では、繊維構造体とそれに関連する気孔率が機械的特性と熱的特性に大きな影響を与える。ＳｉＣ−ＳｉＣプレート（織布の層で構成されている）とチューブ（巻きまたは編組繊維を有する）の間の繊維アーキテクチャの違いにより、平面複合材の測定値は、チューブと直接比較することはできない。このことを考慮することは、特性評価手法が平面形状に対して最適化されているか、またはそれに限定されている場合に重要である。

サンプルの熱伝導率は、サンプルの比熱、密度、および熱拡散率の関数として決定できる。サンプルの形状を考慮する必要なしに、比熱と密度の測定を行うことができる。熱拡散率測定は、通常、レーザーフラッシュ法を用いて平坦な試験片から得られ、ここでパルスレーザーはエネルギーをサンプルの片側に送り、サンプルの反対側の温度上昇を時間の関数として監視する。熱拡散率は、サンプルの厚さと時間−温度プロファイル、具体的には温度が最終的な最大値の半分に達するのに必要な時間の関数である。この手法は平坦なサンプルと一次元の熱伝達を仮定しているので、二次元の熱伝達が起こる湾曲したサンプルの熱拡散率の測定に直接使用することはできない。

幾何学的因子は、サンプルの曲率の関数として決定され得、次いで実際の材料拡散率の値を得るために測定値に対する補正として使用され得る。二次元熱伝達方程式に基づく曲率効果の導出、および幾何学的因子の正確性に対する温度効果の評価を含む、この研究のより完全な説明は以前に公開されている。

組立時のＳｉＣ−ＳｉＣ複合チューブから採取した試験片をこの幾何学的補正係数を用いて評価した。同じ試験片を、厚さ方向全体で測定したが、２つ配向において、凹面の湾曲が上を向き、および湾曲が下を向くようにした。次に、この補正係数を凹面下方の熱拡散率測定値に適用した（これは幾何学的因子を得るときに使用された配向であった）。代表的な湾曲したＳｉＣ−ＳｉＣ試験片についての結果を図１６に示す。２つの試験片配向についての未補正全厚さ方向熱拡散率測定値は非常に類似しており、その値はわずか２〜３％だけ異なっていた。しかしながら、幾何学的補正を適用することによって、両方の配向が真の材料の熱拡散率を約１０％過大評価していることが分かる。この大きな違いは、湾曲した試験片の形状に適切な補正を加える必要性を示す。ここで測定された全厚さ方向熱拡散率の値（室温で７．９ｍｍ２／ｓ）、および温度の上昇と共に拡散率が減少する傾向は、文献における他の報告と同様である。Ｋａｔｏｈ等は、いくつかの情報源からの平らな、照射されていないＳｉＣ−ＳｉＣ複合パネルのデータを要約しているが、ここで、室温での全厚さ方向の熱拡散率の値は、Ｈｉ−Ｎｉｃａｌｏｎタイプｓ繊維で強化された複合材については６．５〜８．５ｍｍ２／ｓ、Ｔｙｒａｎｎｏ−ＳＡ３繊維で強化された複合材については７．５〜１３．２ｍｍ２／ｓである。さらに、Ｋａｔｏｈ等は、熱拡散率および導電率は測定方向の関数として変化し、繊維が熱を伝導することができ、気孔率分布が異なるので、一般にＳｉＣ−ＳｉＣ複合材の全厚さ方向と比較して面内方向に高いと報告している。クラッディング用途では、燃料からの熱除去を確実にし、温度勾配によって引き起こされるクラッディング内の応力を低減するために、高い熱拡散率、および対応する高い熱伝導率が重要である。

透過性
燃料寿命全体にわたる核分裂ガスの密閉封じ込めは、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材における比例限界強度および残留気孔率を超える応力でのマトリックス亀裂の発生のために困難であるので、透過性はＳｉＣベースのクラッディングにとって重要な性能測定基準である。モノリシック炭化ケイ素の透過性は非常に低く、試料を通して非常に小さい漏れ速度の測定を容易にしつつ、試験片を保持しそしてヘリウムの漏れを防ぐために多用途の固定具が使用された。固定具センブリは高温で安定した性能を発揮することが確認されており、３００℃での試験が可能であった。正確な結果を確実にするために、較正された漏れ標準およびヌルおよび対照試料を使用して、シールを通る透過（試料と固定具の間）と試料自体を通る透過との間を区別した。加えて、過度のチューブ表面粗さは、サンプル表面上の漏れ止めシールを得る能力を妨害したので、試料調製において注意を払わなければならなかった。

漏れ速度要件は、現在の加圧水型原子炉（ＰＷＲ）燃料クラッディングの最大許容漏れ速度に基づいて割り当てられたが、それは室温で１．７ＭＰａのヘリウム圧力で１０^−６ａｔｍ−ｃｃ／ｓとされた。この値は、本発明に基づく他の種類の原子炉で使用されるクラッディングについては変化し、結果はこの設計がここに与えられた要求よりもはるかに厳しい漏れ速度要件を満たすことができることを示す。この値から、様々な温度と圧力で試験された小さな試験片について、漏れ速度要件が推定された。さらに、燃料クラッディング用途に使用される適切なＳｉＣベース材料は、チューブ壁を通る漏れ速度要件を満たすべきであり、端部をシールするために使用される材料を含むクラッディング構造体全体もまたこの要件を満たすべきである。炭化ケイ素ベースの接合方法を用いて、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合チューブの一端をモノリシックＳｉＣエンドプラグでシールすることができる。これらの接合には高純度立方晶ＳｉＣが含まれ、〜８０ＭＰａの室温せん断強度を達成し、予想される寿命末期ＬＷＲクラッディング圧力の封じ込めに対する要求、および他の原子炉燃料棒設計に対する予想されるクラッディング要求を満たしている。使用したチューブは、外側モノリシックＳｉＣ層で被覆されたＳｉＣ−ＳｉＣチューブであり、両方の開放端ＳｉＣベースのチューブならびにＳｉＣエンドプラグおよびＳｉＣ接合を使用して一端が封止されたチューブの両方を試験した。このヘリウムリーク測定手法は用途が広く、修正された固定具および封止方法を使用することによってチューブにとどまらない異なるＳｉＣ構成要素の幾何学的形状に適合させることができる。

初期試験では、外側モノリシック層を有する複合クラッディングチューブと、ＳｉＣベースの接合方法を使用して接合されたエンドプラグを有するチューブとの両方が、組立時の状態でＬＷＲ用途の透過性要件を満たすことができる。測定されたヘリウム漏れ速度は１０^−１２ａｔｍ−ｃｃ／ｓより小さかった。

原子炉では、クラッディング構造体は、核分裂ガスの蓄積による内部加圧、熱サイクル、およびパワーランプ中または燃料補給のための停止中の機械的応力サイクルを含む、燃料寿命中の応力および負荷条件を受けることになる。クラッディングは、同時に中性子照射を受けながら、これらの条件を通して気密性を維持しなければならない。

実施した試験では、試験片を内圧および熱サイクルにさらし、透過性を応力レベルの関数として評価した。微小亀裂が発生すると考えられる応力レベル近くから始まる拡張プラグ技術を用いて、（本特許文献に記載されているように）外側モノリシック層を有する開放端複合チューブに内部応力を加えた。試験片に３．８ＭＰａの内圧を加えて応力を加え、次いで荷重を取り除き、透過性を測定した。気密性が失われるまでこのプロセスを繰り返した。この増分荷重の結果を図１６に示す。また、内圧５６．２ＭＰａまで加圧してもリークは検出されなかった。６０ＭＰａの内圧で、次の応力を加えた後、サンプル中の微小亀裂は不透過性の部分的な損失をもたらす。さらに３．８ＭＰａの圧力がかかると、亀裂はひどくなり、漏れ速度は漏れ検出器の限界を超えて測定される。この内圧は、典型的なＬＷＲ燃料棒の寿命末期圧力をはるかに超えており、通常、１５〜２０ＭＰａの範囲内である。一様な材料近似でラメの式を使用すると、気密性が失われたときに試験片壁のフープ方向応力の下限は１００ＭＰａから１２０ＭＰａになる。しかしながら、モノリシック層の弾性率がしばしば複合層の弾性率の約２倍であることを考慮していないので、この均一な材料手法はモノリシック層上の応力を過小評価している。モノリシック層上の実際の応力は、より正確な応力の計算を提供するためにはより詳細なＦＥＭベースの計算が必要とされるであろうが、一様な材料の仮定によって示されるよりも高い。

公称漏れ速度要件、および単一の複合層のみから構成される（外部モノリシックＳｉＣ層を含まない）チューブについて測定された典型的な漏れ速度も、図１７にプロットされている。これは、複合材のみの構造体ついて必要な気密性を達成することが困難なことを示しており、構造体の不透過性を改善するためにモノリシック層を複数の内側複合層と結合することによって得られる実質的な改善を明確に示している。

追加の応力負荷を接合されたチューブ／エンドプラグアセンブリに対して行い、ベースライン透過性測定を実行した後に、試験片を室温と１０００℃との間で傾斜する１０回の熱サイクルに供した。この時点で透過性試験を行い、次いで最終漏れ試験の前に１６．８ＭＰａの内圧の追加負荷をかけた。これらの透過性試験は３００℃で行われ、試験温度、加えられたヘリウム圧力、および試料サイズのこの組み合わせについて、全燃料ＬＷＲ棒要件から外挿された漏れ速度は３．０ｘ１０^−８ａｔｍ−ｃｃ／ｓであった。

熱サイクル後に定常状態の漏れ速度の観察可能な変化は観察されず、その後の内圧の加圧の後に漏れ速度のごくわずかな上昇が検出された。これらの結果を図１８に示す。そして、すべての負荷条件が適用された後、最終漏れ速度の４．０５ｘ１０^−９ａｔｍ−ｃｃ／ｓは、計算された漏れ速度要件よりもほぼ一桁小さかった。これらの結果は、外側のＳｉＣオーバーコートでコートされ、ＳｉＣエンドプラグおよびＳｉＣベースの接合部で封止された内側のＳｉＣ−ＳｉＣ複合層からなるＳｉＣベースのクラッディングチューブは、堅牢な挙動を示し、気密性を維持しながら異なる負荷条件に耐えることができることを示す。これらの結果はまた、本発明に記載された設計が、ＬＷＲ設計に要求されるものを超える漏れ速度要件を満たすことができることを示している。

寸法管理
クラッディングチューブが寸法要件を満たすことができることを実証するために、均一性、粗さ、真円度、および真直度／円筒度、ならびに他の寸法を測定する正確な手段を利用しなければならない。現在、顕微鏡検査、ＣＭＭ、マイクロメータ、高さゲージ、およびスタイラスプロフィロメータなど、これらの寸法公差値を取得するために使用できる様々なツールがある。Ｘ線コンピュータ断層撮影法を使用して部品の高解像度３Ｄ再構成を生成することができ、単一のＸＣＴ走査から一連の寸法測定値を抽出することが可能である。これらのツールは、本発明に基づく炭化ケイ素クラッディング構造体が真直度、粗さ、および均一性の要件を満たすように製造できることを実証するために使用された。

これらの研究では、いくつかのＳｉＣ−ＳｉＣチューブ試料の一部をＸ線断層撮影法を用いて走査し、次いで分析のために再構成した。粗さ測定のために、より小さい領域をより高い解像度で走査し、粗さ値をさらなる処理なしにこれらのボリュームから直接得た。より長いチューブ長（〜０．９ｍ）での大きなスケールでの測定（真直度、円筒度）のためには、別々のボリュームを整列させ、ステッチし、チューブ全体を構成する１つのより大きなボリュームに組み合わせる必要があった。

表面粗さ測定値はスタイラスプロフィロメータ走査から得た。２つのチューブサンプルを調べた。１つは、編組強化繊維構造体を有する組立時のＳｉＣ−ＳｉＣ複合チューブ、および、第２のチューブは、表面粗さを低減する少量の添加剤を含有するＳｉＣ−ＳｉＣ複合層を導入するための追加処理を受けたものである。

組立時のチューブは、図１９Ａに示すように、浸透前の出発繊維構造体の代表的な写真に見られるように、基礎となる繊維トウアーキテクチャから生じる顕著な表面テクスチャーを示す。各手法について複数回の走査が得られ、チューブ全体の平均粗さが得られる。スタイラスプロフィロメータからの代表的な表面プロファイルを図１９Ｂに示し、質的に似ている。

プロフィロメーターから得られた粗さ値を表２に示す。個々の強化用ＳｉＣ繊維トウの高さは、〜２００μｍ−３００μｍの範囲内であり、トウが重なる繊維アーキテクチャおよび領域は、組立時のチューブの表面の起伏に寄与する。したがって、得られた山谷粗さ測定値が個々の繊維トウの厚さと非常に類似していることが予想される結果である。これは、強度または他の性能特性のために最適化されている繊維アーキテクチャは、クラッディング用途に必要とされる低い表面粗さを提供するのに理想的ではないかもしれないことを実証している。

組立時のチューブにおける大きなピーク−谷粗さ（ならびに平均粗さ値およびｒｍｓ粗さ値）は、核燃料クラッディング用途には十分であるとは予想されない。クラッディング内側表面の過度の粗さは、燃料とクラッディングとの間の間隙の変動をもたらし、不均一な温度勾配をもたらし、クラッディングにさらなる応力を生じさせる可能性がある。さらに、クラッディングの外面上の高い表面粗さは、乱流混合のために熱伝達にいくらかの利益をもたらすかもしれないが、この粗さはコアを通る冷却材圧力降下を増大させるであろう。２つ以上の異なる複合層の使用は、滑らかな表面に最適化された複合層と強度用に最適化された複合層とを組み合わせることによってこの問題に対処することができる。

したがって、内側表面および外側表面の両方で制御可能な粗さを有するクラッディングチューブを特徴付けることが望ましい。研磨または研削などの制御された表面粗さを達成するために、または図１９Ａに示される連続繊維強化複合材と比較して改善された表面平滑性を提供することができる複合層の使用を通して、いくつかの方法を使用できる。図１９Ｂおよび図１９Ｃに示すように、編組ＳｉＣ−ＳｉＣ複合層の内側および外側に少量の強化添加剤を含有する薄い複合層を有するチューブを調べた。

編組連続繊維強化材を有するＳｉＣ−ＳｉＣチューブと同様に、粗さ値はスタイラスプロフィロメトリーを用いて得た。

平均、二乗平均平方根、および山谷の粗さは表３にまとめられており、編組繊維ＳｉＣ−ＳｉＣチューブと比較してこの少量の添加剤含有複合層のチューブの粗さにおける有意な（〜５−１０ｘ）減少を表す。この少量の添加剤含有複合材表面および編組繊維複合材表面についての代表的な表面プロファイル走査を図１９Ｄに示す。ＳｉＣベースの燃料クラッディングの粗さ仕様はまだ定義されていないが、これらの値はジルカロイクラッディングチューブの現在の仕様に近く、処理方法に対するさらなる微調整を通してさらなる改善を得ることができた。内側表面および外側表面の粗さ値は同等である。標準偏差は、チューブサンプル上の６つの異なる領域から得られた２ｍｍ長線走査からの粗さ値から得られた。これは、編組または巻き連続繊維強化材を含む複合材の望ましい機械的強度を、少量の強化添加剤を含有する複合層から得ることができるより滑らかな組立時の表面と結合するクラッディングチューブを作ることができるので、クラッディング構造体内で２つの異なる複合層を組み合わせることによって得ることができるという大きな利点を示している。この表面粗さの減少は、表面粗さ仕様を満たすための組立後の機械加工および研磨に関連するコストおよび時間を減少させることができる。

真直度および円筒度は、真直度からの偏差が、密集した燃料集合体内のチューブ間の不均一な間隔をもたらし、熱伝達の変動を引き起こし、応力および潜在的な湾曲を増大させる可能性があるので、燃料クラッディング用途に非常に重要である。

チューブ状構造体については、真直度測定は、チューブ軸方向に沿って整列した真っ直ぐな基準線からのチューブ表面の最大偏差を評価する。真直度と真円度（または楕円率）のみがクラッディングチューブの仕様として要求されるかもしれないが、真直度と真円度の両方からの偏差が全体的な円筒度値に寄与するので，円筒度測定値はチューブ真直度とチューブ真円度の両方を組み合わせる。円筒度測定値は、再構成されたＸＣＴボリュームの分析を通して容易に得ることができ、これはチューブ形状を評価するための単一の値を提供する。

円柱を測定されたチューブの外側にフィットさせることによって円筒度を測定したが、これは４つの長さが〜２５ｃｍのＸＣＴボリュームのそれぞれ、ならびにステッチされた全長のチューブについて行われた。フィットプロセスは、ユーザが手動でフィットさせるべき表面上の無作ために選択された多数の点を選択することを含んだ（チューブの内側表面または外側表面のいずれか。以下の結果について外側表面が使用された）。手動で選択された点を包むために５０００個の等間隔の点がチューブの表面に自動的にフィットされ、ガウス最小二乗法を使用してこれらの自動選択された点に完全な円柱がフィットされた。これらの点を用いて円柱の直径を得、円筒度も、円柱へのフィットに基づいて最大内接円および最小外接円を見出すことによって決定された。これらの測定のために選択された走査サイズは、１２７μｍの円筒度測定値のための分解能を与え、これは、走査分解能と全チューブ長を包含するのに必要な走査数との間のバランスを表した。

円筒度の結果は、より短いボリュームセクション（それぞれ長さ約２５ｃｍ）について最初に得られた。これらのボリュームの円筒度は平均３９９μｍ（標準偏差４９μｍ）であり、平均外径は４．５６ｍｍ（標準偏差０．０１９ｍｍ）であった。全体長さ０．９ｍのチューブを表すステッチされマージされたボリュームを解析し、フィットプロセス（ユーザが選択したサーフェスポイントによって開始される）を８回繰り返した。全長に対する平均チューブ外側半径は、（４．５６ｍｍと比較して）４．５７ｍｍで個々のセクションの平均半径とほぼ同一であった。分析された８つの個々のフィットのそれぞれの間に本質的な違いはなかった（これら８つの異なるフィットの半径の標準偏差は０．００１ｍｍであった）。マージされたボリュームのフィットに対する平均円筒度は７７４μｍであり、異なるフィット間の標準偏差は３０μｍであった。これは、フィットプロセス（フィットの基礎を形成する表面点のユーザ選択）に手動の側面があるが、この選択によってもたらされる潜在的な誤差は小さいことを示している（標準偏差は平均円筒度値の〜４％にすぎない）。

この研究で分析されたＳｉＣ−ＳｉＣチューブに関しては、組立時のチューブの表面粗さが大きな真円度偏差値に寄与したとしても、全体の円筒度は依然として真直度偏差のために重要な成分を有した。真直度偏差が、長さ０．９ｍのチューブでの７７４μｍの平均円筒度値に対する主な寄与であると仮定すると、これは、全長〜４ｍの燃料棒での〜３．１ｍｍの真直度偏差に相当し、ＬＷＲ燃料クラッディングの要件を満たす。しかしながら、核燃料クラッディングチューブの真直度公差は真円度の要求に対して大きい。

座標測定機（ＣＭＭ）および垂直高さゲージもまた、ＸＣＴ由来の値との比較として、これらのチューブの円筒度を評価するために使用された。この測定手法は、ＸＣＴ走査（Ｘ、Ｙ、Ｚ方向に１２．７μｍ）と比較して分解能が向上しており、チューブの全長０．９ｍを一度に測定できる。しかしながら、ＣＭＭ手法は、位置測定が個別に行われるという点で制限されており、結果として、ＸＣＴ手法が提供することができる数千の表面点をサンプリングすることは実用的ではない。このＣＭＭの制限は、いくらかのサンプリング誤差を導入する可能性があり、潜在的に円筒度を過少表示する可能性がある。これらのＣＭＭ測定では、チューブ軸に沿って等間隔に配置された、２５個の異なる周のそれぞれにおいて、チューブの円周の周りに１８０°包含する５つの点が取られた。この測定から得られた円筒度値は４７２μｍであった。このＣＭＭ円筒度値は、個々の（長さ２５ｃｍ）ＸＣＴボリューム（３９９μｍ）から得られた円筒度値と類似しているが、マージされたＸＣＴボリュームにおける円筒度（７７４μｍ）よりも小さい。様々な走査長および測定方法からこの研究で得られた円筒度値の要約を表４に示す。

クラッディングチューブの円筒度は、基礎となる複合材で得られる真直度に依存し、加工の開始近くで定義される（組立の終わりに機械的研削または研磨工程がない場合）。したがって、上記の円筒度値は、これらの構造体に対して現在得られる真直度の良い近似値を与える。

チューブの真直度を迅速に評価するために１つの追加の方法を用いた。チューブの端部が平らな花崗岩の表面に置かれている間、チューブの長さに沿って最高点を見つけるために垂直高さゲージを使用した。この垂直高さゲージ法は迅速な測定を提供したが、この手法の実際的な正確さは、チューブ上の最高点が測定されていることを確実にするための目視評価に頼っていた。このように、垂直高さゲージの分解能は１０μｍであったが、この測定方法の正確度は、ＸＣＴおよびＣＭＭ円筒度測定方法の両方よりもユーザ誤差をより多く受けやすい。さらに、この方法はチューブの最高点のみを測定したので、円筒度測定値ではなく真直度測定値を提供する（円筒度は真直度と真円度の両方の評価を含み、最高点のみをサンプリングし、垂直高さゲージは円筒度への真円度の寄与を測定しない）。しかしながら、これらの高さゲージ測定は、名目上同じ組立方法を使用して製造された一連のチューブにわたる真直度分布を評価するために使用された。全チューブの長さは〜０．９ｍ、９本のチューブの平均真直度は８６３μｍ、全サンプル間の標準偏差は４５３μｍであった。この一組の測定値を図２０に示す。現在のクラッディングの真直度要件は、長さ３００ｍｍあたり０．２５ｍｍである（これは０．８３３ｍｍ／ｍに相当する）。ＸＣＴおよびＣＭＭ法を使用して測定されたチューブ、および高さゲージ法によって測定されたチューブの約半分は仕様を満たす（高さゲージを使用して測定されたチューブの３本は要件を超え、２本は３％以内である）。組立プロセスの微調整により、再現性が向上し、この仕様を満たすチューブのより高い歩留まりがもたらされることが期待され、これは、本発明に記載のクラッディング設計がクラッディングの真直度要件を満たすことができることを示す。

燃料クラッディング用途のための長いＳｉＣ−ＳｉＣチューブの製造における寸法公差を満たすことに加えて、材料性能がチューブの長さに沿って均一であり、機械的、熱的、および透過性の要件を満たすこともまた重要である。繊維構造と配向は、長いチューブでも一貫性を保って維持できる。しかしながら、これらの繊維の浸透は、化学気相浸透プロセス中に長さの関数として変化し得る。浸透の完全性は、浸透中の温度、圧力、および局所的前駆体濃度の関数であり、これらすべてのパラメータ、ならびに副産物濃度は、浸透チャンバ全体にわたって、空間的にも時間的にも変動し得る。浸透プロセス中に、堆積勾配が複合材の外側から中心に向かって発達し、これにより複合材の外側表面上に高密度ＳｉＣ層が徐々に形成されることになる。浸透の均一性は、チューブの長さに沿った位置の関数として、または粗い近似として、特性または気孔率を測定することによって評価することができ、外側ＳｉＣ層の厚さは、均一性の尺度として使用することができる。この近似は、外側複合材表面上へのＳｉＣの堆積が均一であるならば、内部浸透はおそらく同様であろうと仮定する。チューブの長さに沿った異なる点での機械的性能と熱的性能の直接比較、または密度測定ほど正確ではないが、長さの関数としてのＳｉＣコーティング厚さの変動は、浸透プロセスの均一性に関して重要なフィードバックを提供し得る。

代表的なチューブの長さに沿った均一性の測定は、２つの手法を用いて行われた。第一に、ＸＣＴ走査を長さ方向に沿って約１０ｃｍの間隔で行い、チューブの一端からスタートし中心まで続けた。チューブの代表ボリュームを各間隔で分析し、全材料ボリュームならびに全内部孔ボリュームを測定した。使用されるＸＣＴ走査の分解能により、極端に小さい細孔は解像されない可能性があり、結果として、これらの値は実際の総サンプル気孔率を少し過小評価する可能性がある。しかしながら、位置の関数としてのこの過小評価の著しい変動は予想されず、これらのＸＣＴ走査は均一性の良好な指示を与えるはずである。気孔率群はこれらの測定値から計算され、図２１のチューブの長さに沿った位置の関数としてプロットされている。第２の手法は、オーバーコートの厚さ近似を利用し、オーバーコートの測定値および厚さの変動（平均厚さに対して正規化された）が得られたが、図２１に示される。このデータはチューブの長さに沿った半分の距離（片端から中央まで）を表わす。しかしながら、組立中にチューブを周期的に回転させることにより、あらゆる厚さの変動は各チューブ端部から対称的であると予想される。これらの初期結果は、気孔率がチューブの長さに沿って５％から８％の範囲であり、コーティング厚の変動が５％以下であることを示している。さらに、位置の関数として、気孔率またはオーバーコートの厚さが変化するという明確な傾向は観察されない。チューブの長さに沿った密度、機械的、および熱的特性の完全な評価はより完全なデータセットを提供するであろうが、これらの結果はこのクラッディング設計に対して良好なチューブ軸方向均一性が達成できることを示唆する。

代替構造体と実験結果
内側モノリシックＳｉＣ層
内側モノリシックＳｉＣ層を含む代替構造体、ならびに全体としてＳｉＣ−ＳｉＣ複合材からなる構造体もまた、本発明の設計および利点における対比を示すために製造された。内側モノリシック層を含むこれらのチューブは、薄壁（壁厚〜４５０μｍ）の押出しおよび焼結ＳｉＣ Ｈｅｘｏｌｏｙチューブ（Ｓｔ．Ｇｏｂａｉｎ Ｃｅｒａｍｉｃ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ社）を組み込んだ。ＣＶＤ ＳｉＣと比較して、Ｈｅｘｏｌｏｙは同様の未照射材料特性を有するが、焼結助剤を含みそしてわずかに低い密度および純度を有する。次いで、この内側モノリスの周りに強化繊維を第２の層として形成した。チューブ構造体（ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材のみからなるチューブおよび内側複合層を有するチューブ）が、チューブ内径を規定するためにマンドレルの周りに繊維を配置することによって形成された。例えば、図１４Ｃは、内側モノリシックＳｉＣ層を有するチューブ構造体の断面を示す。

ＳｉＣ‐ＳｉＣチューブ構造体の機械的特性のための試験モデル
比較のために、軸方向強度に対するフープ方向強度の予想される比率の計算は、単純化された繊維アーキテクチャに基づいて行われた。極限強度が繊維の強度によって支配されると仮定すると（著しいマトリックス亀裂がマトリックス耐荷重能力を減少させた後に最大強度が生じる）、フィラメント巻き圧力容器強度方程式は所与の繊維配列について強度の概算を与えることができる。この単純化された手法は、製織、繊維トウの曲率、および関連する捲縮効果などの繊維アーキテクチャの詳細を無視するが、異なる繊維強化構造体についてフープ方向および軸方向の相対強度の大体の近似値を与えることができる。研究した両方の繊維アーキテクチャについて、測定されたフープ方向強度は、この単純な近似に基づく予測が示唆するよりも軸方向強度よりも高かった。軸方向バイアスサンプルでは、この単純な推定値はフープ方向よりも軸方向において５０％高い強度を予測したが、測定された軸方向強度はフープ方向強度よりもたったの〜１３％で高いだけであった。この差は、３０％高いフープ方向強度が予測されたフープ方向バイアス試験片においても明らかであったが、測定されたフープ方向強度が軸方向強度よりも３００％以上高かった。これは、バランスのとれた編組アーキテクチャ（軸方向繊維強化材：フープ方向繊維強化材の比率が１：１）によって予想されるように、ほぼ同一のフープおよび軸方向の挙動が観察された、文献における±４５°編組チューブについての報告とは対照的である。

モデル予測と測定値との不一致は、繊維強化アーキテクチャに加えて他のパラメータが機械的特性に影響を与えていることを示している。組立における過去の経験によれば、特定の繊維プリフォームがほぼ完全な理論密度まで浸透することがより容易であるか、またはより好ましい細孔分布を有することができ、それによって機械的特性が改善されることを示した。気孔率は特にセラミックおよびセラミック複合材の弾性率に直接影響することが知られているので、繊維アーキテクチャ内でのその分布は食い違いの最もありそうな原因であると思われる。

推定されたフープ方向および軸方向の強度と測定値との間の相違はまた、試験方法と試験片形状との間の相違に起因し得る。軸方向試験では、ゲージ長内の比較的大ボリュームの材料が負荷されるが、Ｃリング試験では、小ボリュームの材料だけが最も厳しい負荷条件にさらされる。欠陥およびボイドの分布を有するセラミックマトリックスについては、より大きなボリュームはより小さい応力レベルで亀裂を開始し得るより大きなボイドを含む可能性を増大させるであろう。しかし、Ｃリングフープ方向強度の結果と拡張プラグフープ方向強度の結果（はるかに大ボリュームのサンプルが負荷されている場合）の間の類似性は、すでにわかっている。これは、応力を加えた材料のボリュームの違いが、軸方向強度とフープ方向強度の結果の違いを十分に説明できない可能性を示唆する。孔径分布に加えて、孔の形状も方向依存性を示し得る。空隙の形状および整列は繊維アーキテクチャによって影響され、これはフープ方向および軸方向の強度において観察される変動にも寄与し得る。もう１つの要因は、より複雑な応力状態がグリップと荷重の間に発生し、試験片の破損を引き起こす可能性であり得る。軸方向引っ張り試験では、わずかな芯ずれが荷重時に曲げモーメントを発生させることがあるが、Ｃリング試験片の接触点は破損点から遠く離れている。しかしながら、軸方向引っ張り試験について測定された曲げは、通常、５％未満であった。モデル予測と測定値の間の食い違いを解決するために、測定されたＳｉＣ−ＳｉＣ複合材特性に対する組立および機械的試験パラメータの両方の影響のより詳細な研究が必要である。それにもかかわらず、モデル計算はアーキテクチャを評価するための相対的な手引きを提供する。

多層チューブは、機械的性能に対するこの多層構造体の影響を調べるために、内側または外側モノリシック層のいずれかを用いて試験されてきた。機械的試験中、この多層構造体は無傷のままであり、層間の層間剥離は観察されなかった。同じ繊維アーキテクチャを有するがモノリシックＳｉＣ層を欠くＳｉＣ−ＳｉＣ複合材のみからなる追加のチューブを同一条件で処理し、比較のために試験した。この研究では完全モノリシックチューブは試験されていないが、参考として、ＣＶＤ ＳｉＣは〜４６０ＧＰａの弾性率および２００ＭＰａから５００ＭＰａの範囲の強度を有し、焼結Ｈｅｘｏｌｏｙ ＳｉＣは室温で２８０ＭＰａの報告された曲げ強度および４２０ＭＰａの弾性率を有する。多層チューブと全複合チューブの両方のフープ方向強度の結果を表２に示す。ワイブル解析はＣリングの結果に対して行われ、ワイブル係数も表５に報告された。これらの試験のために、内側モノリス構造体および対応する全複合構造体ならびに外側モノリス構造体について１０個の試験片を試験した。これらのサンプルのワイブル係数値は、４．６〜７．９の範囲である。外側モノリス構造体に対応する全複合構造体から５つの試験片のみが試験され、このより小さな試験片セットがこの試料がより高いワイブル係数、１２．１を有する理由であると考えられる。これらの値は、ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材についての文献に報告されているもの（３．７〜１１．０の間）と類似している。内側モノリスおよび対応する全複合材サンプルに対して、使用された強化繊維アーキテクチャは表１に示された軸方向バイアスアーキテクチャと同じである。外側モノリスとそれに対応する全複合チューブは、典型的なＬＷＲクラッディング直径（内径〜１９ｍｍ）よりも大きかった。しかしながら、これらのチューブの組立プロセスは、より小さなチューブの組立プロセスと本質的に同一であり、繊維構造体は代表的なものであり、同様の結果がＬＷＲサイズのチューブについて期待されるであろう。いくつかの実施形態では、外側モノリスおよび対応する全複合構造体用の繊維アーキテクチャはフープ方向バイアスされた。強化繊維アーキテクチャの違いのために、全体の内側モノリス構造体と外側モノリス構造体の強度値の比較はできない。この研究では、これらの強度値は対応する全複合チューブサンプルとのみ比較されるべきである。

多層材料の場合、Ｃリング試験でフープＵＴＳからの偏差が大きくなり得るチューブの不均一性のためにＣリングデータと拡張プラグデータの両方が提供される。拡張プラグ試験では、外径と内径の両方での応力が計算されてレポートされるが、この特定の計算では（多層ではなく）均一な材料を想定する。複合材とモノリシック材料との間の弾性率およびポアソン比の違いは、層間の応力プロファイルが異なることをもたらし、報告されている値は近似としてのみ扱うべきである。特に、一様な材料近似と比較すると、モノリスのより高い弾性率のために、モノリシック層における実際の応力は複合層における応力よりも高いであろう。これらの層状クラッディング構造体を通る応力分布をより正確に計算するには、より詳細なＦＥＭ解析が必要である。

内側モノリスの場合、Ｃリング試験によって測定されたＵＴＳは、対応する複合材のみのＵＴＳよりもわずかに低い。内径に位置する１４０ＭＰａのＰＬＳは、内側モノリス層の亀裂に対応する。これらの試験片についてのＣリング試験についての応力対変位を図２２Ａに見ることができる。Ｃリング試験は、複合材の外径を引張り状態にし、内径を圧縮状態にするので、どちらの場合も、複合層で、引っ張り応力が主にかかるので、内側モノリス試験片の応力−変位挙動は、複合材だけの場合に非常に類似していることが予想され実験的に観察される。全体の形状とＵＴＳは非常に似ているが、ＵＴＳでのより高い変位は、すべての複合材試験片で平均して観察される。これは、モノリスの添加剤が、繊維分率が減少するために試験片の靭性がいくらか低下することを示唆しており、この内側モノリス構成がモノリシック層にとって理想的な場所ではないことを示している。

外側モノリス構造体については、ＵＴＳは対応する複合材のみの試験片に近く、外側モノリスの適用が複合層自体にはほとんど影響を及ぼさず、モノリス層が破られると複合材のみの試験片と同様の挙動をする。この観察は、図２２Ｂに見られるＣリング試験によって支持されている。外側モノリス試験片については、モノリス層が破損するまで負荷をかけられると、初期の線形弾性領域が観察される。モノリス層が破損すると、負荷は複合材に再分布し、応力−変位挙動は複合材のみの試験片について観察されたものと非常によく似たものになる。外側モノリスおよび内側モノリス試験片については、ＰＬＳに達した後にかなりの追加の耐荷重能力があり、複合体の挙動が観察される。

歪は、複合材の外径に歪ゲージを使用することによって測定され、多層チューブに対して行われた拡張プラグ試験についての応力対歪のプロットは、図２３Ａおよび図２３Ｂに見ることができる。これらのプロットで特に興味深いのは、ＰＬＳでの、およびその直後の応力歪プロットの形状である。ＰＬＳは、チューブの外側表面と内側表面の両方で決定することができ（これらは表５に列挙されている）、モノリスの位置の違い（内側表面および外側表面）によるプロットに見られるＰＬＳ値の相違にもかかわらず、両方の場合において、モノリスは約１３０〜１４０ＭＰａで破損する。モノリスが破損すると、モノリスの応力／歪を伝達する能力が著しく低下するため、系内の歪の急速な再分布が起こる。この影響は、内側モノリスに亀裂が生じると、複合材の外径で歪みの大きなジャンプが観察される内側モノリス構造体の場合に特に顕著である。この内側表面で応力が最も高いので、これはより大きな再分布が起こらなければならないことを意味する。このデータは、チューブの内部加圧の単純な場合に外側にモノリスを使用する利点を強調する。

運転条件下でのＳｉＣベースの耐故障性燃料の場合、実際の応力分布は、温度勾配および照射誘起膨潤のためにはるかに複雑になるであろう。結果として、このデータだけからは決定的な結論を引き出すことはできず、これらの複雑な条件のより包括的な評価が必要である。燃料クラッディングの用途のためには、加圧ならびに温度勾配および照射誘起膨潤効果を考慮した徹底的な応力解析を実施しなければならない。様々な潜在的なＳｉＣベースの耐故障性燃料クラッディング設計についての応力結果が分析されており、結果は他の場所に公表されている。ただし、ここで使用されているＣリングおよび拡張プラグ試験方法では、依然として全複合構造体およびより複雑な多層クラッディング設計の評価に役立つ貴重な基本的強度情報を提供できる。

熱拡散率
代用材料について一連の測定を行い、レーザーフラッシュ法を用いて熱拡散率測定に対するサンプルの曲率の影響を決定した（温度が最大の半分に達するのに必要な時間を評価することにより）。１．２５ｍｍの厚さの鉛シートで作られ、異なる半径に湾曲した代用サンプルについての実験結果を図２４に示す。これらの結果に基づいて幾何学的因子を経験的に決定した。

寸法管理
配向させてマージさせることができる隣接する走査ボリューム内の認識可能な特徴を使用して、位置合わせプロセスを支援することができる。マージされるボリュームが、ボリューム間で容易に区別することができない類似した繰り返しの特徴を有する場合、適切な位置合わせ特徴の使用は特に重要であり得る。この研究における整列補助として役立つために、長さに沿って３つの間隔で走査されているより長いチューブの側面にＳｉＣ−ＳｉＣチューブの小さな追加部分を取り付けた。これらの追加の位置合わせ補助の正確な性質は、それらが、走査間で簡単に向きを変えることができ、隣接する走査に完全に含めることができるという特徴を有し、およびＸＣＴにおいてコントラストの問題を引き起こさないように走査されているＳｉＣ−ＳｉＣチューブと同様の密度を有するように、それらがサイズ設定されている限り、重要ではない。

図２５Ｂに示される４つの個々の走査されたボリュームと、図２５Ｃに示されるフルステッチされ、および再構成された０．９ｍ長のＳｉＣ−ＳｉＣチューブと共に、ＳｉＣ−ＳｉＣチューブに対するこれらの整列補助のうちの１つの構成を図２５Ａに示す。

Ｘ線コンピュータ断層撮影法の使用は、（複数のプロファイル走査を介して）試料表面の広い範囲にわたる粗さの迅速な測定、ならびに任意の方向における粗さ評価（軸方向に限定されない）を可能にするが、これらの結果は走査分解能に基づくＸＣＴ手法の限界を示す。より大きな表面粗さを有するサンプル（組立時のチューブ）については、ＸＣＴ粗さの結果は基準測定値（スタイラスプロフィロメータ値）とよく一致する。ＸＣＴ粗さ値はスタイラスプロフィロメトリー結果の約半分である。これらのより滑らかな試料については、この研究においてＸＣＴ走査に使用された走査分解能は、プロフィロメーター走査と同じ粗さ詳細を提供するのに十分ではなく、実際の試料粗さを過小評価した。これらのより滑らかなＳｉＣ−ＳｉＣチューブ（Ｒａ≒５μｍ）については、〜１μｍまたはそれよりよい分解能で、より高倍率のＸＣＴ走査を使用する必要がある。ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材のＸ線断層撮影法は、サブミクロンの分解能で文献に報告されている。この改善された分解能およびＸＣＴ走査パラメータおよびボリューム再構成に対する修正により、この技術はＳｉＣベースの核クラッディングチューブを迅速に評価するために使用され得る。

真円度は、円をＸＣＴチューブボリュームの内径または外径にフィットさせることによって測定した。各フィット円は、円の直径を決定するために５０００個の等間隔の点およびガウス最小二乗法を利用した。次いで、円にフィットする５０００点の位置に基づいて最大内接円および最小外接円を使用して真円度を決定した（図２６Ａ）。この手法を使用して、０．９ｍチューブ全体のステッチＸＣＴ三次元再構成の軸に沿って１１個の等間隔の点で真円度（および対応するチューブ半径値）を測定した。これら１１の測定値に基づく平均外半径は４．５６ｍｍ（標準偏差０．０２ｍｍ）、真円度は２４２μｍ（標準偏差２２μｍ）であった。チューブの長さに沿った真円度の値およびチューブの半径の値が図２６Ｂにプロットされる。

真円度の値は真円度からの有意な偏差を表し、±２５μｍの真円度の仕様を超えている。しかしながら、これは組立時のチューブの大きな表面粗さの結果であり、それは粗さを減少させるための追加の処理工程を経ていない。真円度測定値は円筒形断面に沿った最高点および最低点の関数であるため、基礎となる繊維トウ構造体によって引き起こされる不均一性は大きな真円度測定値をもたらす。この研究で測定されたもののような高い粗さを有するチューブの場合、全体の真円度の値に対する楕円率および粗さの寄与は、図２６Ｃおよび図２６Ｄに示すように分離することができない。

個々およびステッチされたＸＣＴ再構成から得られた円筒度の増加（マージされたボリュームの平均円筒度７７４μｍと比較して、個々のボリュームの平均円筒度３９９μｍ）は、２つの異なる原因から生じ得る。これの１つの原因は、２５ｃｍの個々のセグメント走査と比較してより長いチューブに対する真直度偏差の実際の増加であろう。個々の２５ｃｍの長さの走査を分析することによって見逃されていたチューブの全長においてより大きな真直度偏差があったと仮定するならば、真直度値はチューブ長の増加と共に増加し、それに対応して、分析されるチューブ長が減少すると共に真直度値は減少することが予想されるであろう。

あるいは、ステッチングプロセスに関連するエラーがある可能性があり、それがミスアライメントをもたらし、真直度偏差をもたらす。これは、実際のチューブに存在するのではなくステッチングプロセスのアーチファクトである。

外側の複合層によって囲まれた内側モノリスからなるチューブ構造体について、真直度はその代わりに基礎となるモノリシックチューブの真直度によって強く影響されるであろう。これを調べるために、ＣＭＭを使用して、押出の長さ〜０．９ｍ以下、薄壁（壁厚〜４００−５００μｍ）のＨｅｘｏｌｏｙチューブの円筒度を測定した。これは、図１４Ｃに示す内側モノリス構造体に使用されているのと同じ材料であった。この部分の円筒度は２６７μｍであり、組立時のＳｉＣ−ＳｉＣチューブのそれのわずかに半分を超えていた。このＨｅｘｏｌｏｙチューブの表面粗さは、組立時の複合チューブの表面粗さよりもはるかに滑らかであるため、Ｈｅｘｏｌｏｙ円筒度には存在しない全複合チューブの円筒度に対する大きな粗さの寄与（〜２００μｍ、表１参照）がある。さらに、内側モノリス構造体の場合、繊維アーキテクチャに起因する粗さは依然として上層の複合層に存在するため、Ｈｅｘｏｌｏｙチューブについて測定された２６７μｍの円筒度は、内側モノリス構造体を有するチューブの最良の円筒度を表わすはずである。そして、最終的な円筒度は、全複合または外側モノリスチューブのそれに匹敵し得る。

実験結果の考察
ＳｉＣ−ＳｉＣ複合材の繊維アーキテクチャは、この研究で試験されたチューブの相対的なフープ方向および軸方向の強度に大きな影響を与えた。結果は、チューブ繊維構造体の注意深い設計が、結果として生じるフープ方向および軸方向の強度の制御およびバランスを可能にして、運用上の要求を満たすことを可能にするという見解を支持する。フープ方向強度もまた多層チューブ構造体について測定され、これらの試験片は対応する全複合材サンプルと同様の強度を有していた。

外側モノリシック層を有するＳｉＣベースのチューブ構造体の気密性は、ヘリウム漏れ検出器を使用して検証された。開放端チューブおよび一端がエンドキャップおよびＳｉＣベースの接合部によって封止されたチューブからなるものを含む原型チューブ構造体は、機械的および熱的負荷を受けた。ＳｉＣベースの接合部を使用してエンドキャップで封止されたチューブからなるこれらの構造体は、耐久性と、さらに不透過性を維持しながら一連の応力に耐えることができることを示した。

より長い（〜０．９μｍ）ＳｉＣベースのチューブの寸法公差を評価するためにいくつかの手法が使用された。一般に、Ｘ線コンピュータ断層撮影法（ＸＣＴ）は、広範囲の寸法公差を測定するための多用途の手段を提供することができる。１回の走査でのマシンサイズの制限を超える非常に大きな部品は、複数のセグメントに分けて走査する必要があり、これらを分析のために１つのボリュームに再結合することができる。粗さは、組立時の複合チューブにスタイラスプロフィロメトリーを使用して測定することができる（基礎となる繊維構造体からの顕著なテクスチャーを示す）。しかしながら、少量のＳｉＣウィスカーおよび他の添加剤を組み込んだ複合層の使用は、著しく改善された表面平滑性を提供し、複数の異なる複合層を組み合わせることの利点を示している。

チューブの円筒度および真直度も評価した。チューブの円筒度を測定するために３つの手法が使用され、これらの値はチューブの真直度と表面粗さの両方からの寄与を含み、メートル長さ当たり０．５ｍｍから１．０ｍｍの偏差の範囲であった。

より滑らかなＳｉＣ−ＳｉＣチューブについて測定された粗さ値は、ジルカロイクラッディングチューブについての現在の仕様に近いものであった。測定された長い（〜０．９ｍ）チューブの大部分は、現在の真直度要件を満たす。

全体として、４つの異なるクラッディング測定基準を評価するための特性方法が代表的なＳｉＣ−ＳｉＣチューブアーキテクチャ上で実証され、本発明に記載のクラッディング設計はＬＷＲ燃料棒クラッディング用途の寸法公差ならびに他の原子炉タイプの燃料棒仕様を満たすように組み立てできることが示された。燃料寿命を通してＳｉＣベースの燃料クラッディングが経験するであろうより複雑な機械的および熱応力状態を正確に表わすために新しい特性技術の開発が必要であり、事故耐性クラッディング構造体のさらなる改良はこれらのストレスに対応するために燃料設計をより良くする。

グラファイトマンドレルを使用しない組立
本明細書に開示されている多層ＳｉＣ複合構造体は、様々な方法を用いて製造することができる。例えば、グラファイトは、ＣＶＤまたはＣＶＩの過酷な条件に耐えることができるマンドレル材料として使用して、ＳｉＣ複合構造体の組立のための緻密化プロセスを完了することができる。しかしながら、前述のように、緻密化が完了した後のマンドレル除去工程は、通常、ＳｉＣ ＣＭＣがグラファイトと機械的に相互接続されるようになる可能性があるため、グラファイト材料を燃焼または機械加工することを含む。本特許文献は、マトリックス処理中にグラファイトマンドレルなしでＳｉＣ複合構造体を複雑な形状に組み立てるために使用することができる技術および方法をさらに記載している。

開示されたＳｉＣ複合構造体の組立は、バインダーまたは添加剤によって支持されている繊維プリフォームを使用して実施することができる。繊維プリフォームが支持されておらず、バインダーまたは添加剤を含有していない場合、それは応力が最小の自然な静止位置に弛緩する。しかしながら、添加剤をあらかじめ含浸させたプリフォームは、添加足場材が繊維を支持するので、ＣＶＤ／ＣＶＩの間それらの形状を維持する。繊維および添加剤は、スラリー内のバインダーが分解した後も残るであろう。この足場材は、繊維間支持体として作用し、繊維が、コーティングガスに対し十分長いそれらの自然な静止位置に戻らないようにし、剛性モノリシック支持構造体を形成する。

担持されたプリフォームを製造するための添加剤装填量は、ＳｉＣマトリックスの形状に依存し得る。例えば、直径に対する長さのアスペクト比が高い薄い単層編組スリーブは、低いアスペクト比を有する厚い多層編組スリーブよりも多くの添加剤支持を必要とし得る。設計上の考慮事項の１つは、プリフォームに加えられる力の量と方向である。例えば、鋭角で引っ張られた繊維シートは、長い半径の曲線で引っ張られた繊維シートよりも角度の周りでより多くの支持を必要とするであろう。

添加剤、バインダーおよび溶媒を含むスラリーを使用して、そのような支持されたプリフォームの製造を容易にすることができる。添加剤の支持が必ずしも必要ではないが、繊維プリフォームが取扱い工程中に移動する傾向がある状況では、添加剤を含まないスラリーもプリフォームの取扱いを容易にするために使用することができる。

図２７は、複合繊維プリフォームを製造するための組立プロセスの前に分離されたときの支持構造体２７０２および繊維２７０４の例示的概略図を示す。組立中に、図２８に示すように、繊維２７０４は、支持構造体２７０２の外面上に配置され、例えば支持構造体の周りに巻き付けられる。いくつかの実施形態において、繊維２７０４はまた、支持構造体２７０２の内側に配置され得る。支持構造体２７０２の寸法は、製造される部品の最終寸法を画定する。繊維２７０２の配置は、製造される部品の最終形状を規定する。図３に示す特定の実施形態では、繊維２７０４は支持構造体２７０２の周りに巻き付けられて支持構造体２７０２の外側にプリフォーム構造を形成する。図２８の下の画像は、支持構造体２７０２上の繊維トウ断面２８０４の拡大図を示す。ほつれを防ぐために編組スリーブの端部を巻き付けるなど、スラリーを適用して乾燥させる前に、いくつかの外部拘束を適用して所望の最終形状を維持することができる。

次に、適切なスラリーをプリフォーム構造体に適用する。いくつかの実施形態では、支持構造体２７０２の周りに繊維２７０４を巻き付けることによって現在形成されているような所望のプリフォーム形状は、スラリーが適用された後も乱されないままである。スラリーは、例えば、ブラッシングすること、スプレーすること、浸漬、または温間プレスによることを含む様々な適切な方法のうちの１つを用いて適用することができる。

図２９Ａは、例えば、繊維で巻き付けられた支持構造体２７０２上にスラリーをブラッシングすることによってスラリーが適用されることを示す。あるいは、図２９Ｂは、スラリーが、繊維で巻き付けられた支持構造体２７０２をスラリー槽に浸すことによってスラリーが適用され得ることを示す。スラリー適用は、支持構造体を最終的な形状を画定する所定の位置に配置することによって完了することができる。

図３０は、スラリーコーティングが適用される前（２７０２）および後（３００４）の繊維で巻き付けられた支持構造体を示す。スラリー適用プリフォーム３００６は、一旦乾燥されると、支持構造体２７０２の支持なくその形状を維持するのに十分な硬さになる。次に、支持構造体２７０２および他の外部拘束物を、図３１に示すように、マトリックスの緻密化が起こる前に（スライド、押し、溶融などにより）除去する。

上記のプロセスで使用されるスラリーは、いくつかの実施では、添加剤、バインダーおよび溶媒を含む。使用される添加剤は、粉末、ウィスカー、繊維、顆粒またはそれらの任意の組み合わせであり得る。粒径は、通常、サブｍｍでありそしてスラリー溶液の充填割合は、通常、添加材０〜７５％である。スラリーのバインダー部分は、マトリックス緻密化プロセスの温度より低い温度で劣化し、バーンアウト中に熱膨張しない熱可塑性ポリマーを含む。バインダーは室温で固体でなければならず、アセトン、メチルエチルケトンおよびエタノールのような手際よく蒸発する溶媒に可溶性でなければならない。スラリー混合物の粘度は、バインダー対添加剤の比、ならびに添加剤および溶媒対バインダーの比に基づいて大きく変わり得る。スラリー粘度は、複数回の適用が可能であるという追加の考慮をもって、使用される適用方法に合わせて調整されるべきである。

使用される繊維は、様々な直径、長さ、アスペクト比、断面形状、および材料のものであり得る。繊維は、所望の最終プリフォーム形状および機械的強度を達成する任意の方法で配置することができる。いくつかの例示的な構成は、繊維が平面シートに織られ、チューブに編組され、テーパ付きマンドレルの周りに巻かれることを含む。繊維は、フープ配向または軸配向のいずれにも配置することができる。

支持構造体はバインダーおよびバインダー溶媒と相溶性であることが望ましい。支持構造体はまた、マトリックス緻密化が起こる前に除去可能であり得る。支持構造体の除去は、グラファイト、二硫化モリブデン（ＭｏＳ２）、ポリテトラフルオロエチレン（ＰＴＦＥ）、または窒化ホウ素（ＢＮ）のような小さい表面摩擦支持体、およびバインダーバーンアウト温度より低い温度で溶融除去できる支持体（ワックス、熱可塑性樹脂）を用いることによって容易になり得る。支持構造体は、除去プロセスが以前に確立された寸法公差を超えて支持体を変更または損傷しない限り、再使用することができる。

サンプルは上記の構造体と工程に基づいて作られた。例えば、スラリーは、ＳｉＣウィスカー、メチルエチルケトン（溶媒）、およびポリプロピレンカーボネートポリマー（バインダー）を混合することにより調製された。氷浴で冷却したＭＥＫの容器にバインダーを４，０００ｒｐｍで高せん断ミキサーで攪拌しながらゆっくり加えた。バインダーが完全に溶解したら、所望の１：１の添加剤対バインダー比が得られるまでＳｉＣ添加剤をゆっくり添加した。

ＳｉＣ繊維トウをＰＴＦＥ支持構造体（例えば棒）の外径の周りにチューブの形に固定し、両端を追加のＳｉＣ繊維トウで固定した。次に、均一に適用されるまでスラリーをペイントブラシを用いて繊維に適用し、次いで空気中で乾燥させた。

本明細書に開示される多層ＳｉＣ複合構造体を製造するためにこれらの工程を複数回繰り返すことができる。例えば、いくつかの実施形態では、第２の複合構造体を有する第２の繊維プリフォーム層を、第１の繊維プリフォーム層の上部に形成することができる。第２の複合構造体が第１の繊維プリフォーム層の第１の複合構造体とは異なるように、異なる種類の繊維配置（例えば、繊維配向の調整、様々な数の繊維トウなど）を使用することができる。いくつかの実施形態では、次いで、外側モノリシック層を第２の繊維プリフォーム層の上部に形成することができる。

いくつかの実施形態では、第１の層と第２の層との間に１つまたは複数の繊維プリフォーム層を形成することができ、１つまたは複数の層の各々は異なる複合構造体を有する。１つまたは複数のモノリシック層もまた、第２の繊維プリフォーム層と外側モノリシック層との間にあり得る。いくつかの実施において、亀裂伝播を抑制するために、外側モノリシック層と１つまたは複数のモノリシック層の間、および１つまたは複数のモノリシック層のそれぞれの間に複数の薄層が堆積される。バリアコーティング層を外側モノリシック層の上部に形成することができる。

乾燥後、プリフォームを支持構造体から引き剥がした。支持構造体の小さい表面摩擦は、プリフォームの機械的分離および容易な除去を可能にした。

図３２Ａは、淡色の支持構造体３２０１が暗色３２０３のプリフォームから引き出されている例を示している。図３２Ｂは、暗色３２０３のプリフォームから分離した淡色３２０１の支持構造体の例を示す。支持構造体の形状および幾何学的形状は、プリフォーム組立プロセス後も実質的に無傷のままであり、その後の組立プロセスで再利用することができる。

次いで、プリフォームをＣＶＤコーターに入れ、添加足場材および繊維を、それらの所望の形状を維持しながらＣＶＩによって緻密化した。バインダーを高温真空条件下で焼却した。組み立てられたプリフォームは管状構造体であり、さらに加工して図１Ａに示すように燃料棒を形成することができる。適切なさらなる処理は、製組み立てられたプリフォーム管状構造体の多孔性および亀裂を埋めて、それを水または他の液体によって不透過性にし、原子炉における核反応において核ペレットを保持するための最終構造体の強度を改善し得る。

核燃料クラッディングは通常、長い薄壁のチューブの形をしているが、熱交換器、航空宇宙、または核融合用途を含む他の用途は、平面および非平面近似ネット形状を含む異なる形状を必要とし得る。これらの形状はまた、本特許文献に記載されている技術および方法を使用して対応する支持構造体を用いて作製することができる。

図３３は、複合繊維プリフォームを製造するための組立プロセスの前に分離されたときの支持構造体３３０２および繊維３３０４の例示的概略図を示す。この特定の例では、支持構造体３３０２はノーズコーンの形状をしている。組立中に、図３４に示すように、繊維３３０４は、支持構造体３３０２の外面上に配置され、例えば支持構造体の周りに巻き付けられる。いくつかの実施形態では、繊維３３０４は支持構造体３３０２の内側に配置することもできる。繊維３３０４は支持構造体３３０２の周りに巻き付けられて支持構造体３３０２の外側にプリフォーム構造を形成する。

次に、適切なスラリーをプリフォーム構造体に適用する。いくつかの実施形態において、支持構造体３３０２の周りに繊維３３０４を巻き付けることによって現在形成されているような所望のプリフォーム形状は、スラリーが適用された後も乱されないままである。スラリーは、例えば、ブラッシングすること、スプレーすること、浸漬、または温間プレスによることを含む様々な適切な方法のうちの１つを用いて適用することができる。例えば、図３５は、繊維で巻き付けられた支持構造体３３０２上にスラリーをブラッシングすることによってスラリーが適用されることを示す。スラリー適用は、支持構造体を最終的な形状を画定する所定の位置に配置することによって完了することができる。繊維およびスラリーの追加の層を配置および適用して、上記の多層ＳｉＣ複合構造体に適合する多層繊維プリフォームを形成することができる。

図３６は、様々な用途で使用するための、ＳｉＣ繊維をベースとしたプリフォーム管状構造体を製造するための組立フロー３６００を示す。方法３６００は３６０２において、複数の添加剤、１つまたは複数のバインダー、および１つまたは複数の溶媒を用いてスラリーを調製することであって、１つまたは複数のバインダーが熱可塑性ポリマーを含むように調整することと、３６０４において、所望の形状のプリフォームを、繊維を支持構造体上に配置して所望の形状の第１の繊維プリフォーム層を形成することと、スラリーを所望の形状の第１の繊維プリフォーム層に適用することとによって、形成することと、
３６０８において、スラリーおよび所望の形状の第１の繊維プリフォーム層がプリフォームを形成するように、スラリーが固化して所望の形状の第１の繊維プリフォーム層と結合した後に、支持構造体を除去することとを含む。

この組立方法は、ＣＶＩプロセス中のマンドレルの必要性を排除し、ＣＶＤ／ＣＶＩステップが完了した後の時間のかかる酸化工程を回避する。それはまた、剛性繊維プリフォームの全側面からのＣＶＤ／ＣＶＩ前駆体ガスのための流路を提供する。支持構造体を除去することによって追加の浸透経路が開かれるので、より高い総緻密化および減少した浸透時間が、支持体のない複合材で可能である。内径面と外径面の両方のコーティングも可能になる。このプロセスのさらなる利点は、コーティングプロセスが始まる前に繊維プリフォーム中のボイドサイズが減少することである。

本特許文献は多くの詳細を含んでいるが、これらはいかなる発明の範囲または主張され得るものに対する限定として解釈されるべきではなく、むしろ特定の発明の特定の実施形態に特有であり得る特徴の説明として解釈されるべきである。本特許文献に別々の実施形態の文脈で記載されている特定の特徴は、単一の実施形態において組み合わせて実施することもできる。逆に、単一の実施形態の文脈で説明されている様々な特徴は、別々にまたは任意の適切なサブコンビネーションで複数の実施形態でも実施することができる。さらに、特徴は、特定の組み合わせで作用するものとして上記で説明されている場合もあり、最初にそのように特許請求されている場合もあるが、特許請求された組み合わせからの１つまたは複数の特徴は、場合によっては組み合わせから切り取ることができる。特許請求された組み合わせは、サブコンビネーションまたはサブコンビネーションの変形に向けられてもよい。

本特許文献に記載され例示されていることに基づいて、ほんのいくつかの実施および例が説明され、他の実施、拡張および変形がなされ得る。

Claims (10)

1. 外殻と、前記外殻の内側の中空空間とを含むチャンバを含むセラミック複合構造体であって、前記外殻が、
   第１の複合構造体を含む内側複合層と、
   前記内側複合層の外側に配置され、前記第１の複合構造体とは異なる第２の複合構造体を含む中間複合層と、
   空間的に均一な材料特性を有し、前記中間複合層の外側に配置された外側モノリシック層と、を含む、セラミック複合構造体。
2. 前記内側複合層と前記中間複合層との間に配置され、それぞれが異なる複合構造体を有する１つまたは複数の複合層をさらに含む、請求項１に記載の構造体。
3. 前記中間複合層と前記外側モノリシック層との間に配置された１つまたは複数のモノリシック層をさらに含む、請求項１に記載の構造体。
4. 前記外側モノリシック層と前記１つまたは複数のモノリシック層との間、および前記１つまたは複数のモノリシック層のそれぞれの間に堆積され、亀裂伝播を防止する複数の薄層をさらに含む、請求項３に記載の構造体。
5. 前記複数の薄層が延性材料を含む、請求項４に記載の構造体。
6. 前記複数の薄層が熱分解炭素または金属を含む、請求項５に記載の構造体。
7. 前記第１の複合構造体が強化炭化ケイ素（ＳｉＣ）複合材を含む、請求項１に記載の構造体。
8. 前記第２の複合構造体が強化炭化ケイ素（ＳｉＣ）複合材を含む、請求項１に記載の構造体。
9. セラミック複合材の製造に使用するのに適したプリフォームを組み立てる方法であって、
   繊維を支持構造体上に配置して繊維プリフォームの第１の層を形成することと、
   前記繊維プリフォームの前記第１の層にスラリーを適用することであって、前記スラリーは複数の添加剤と、１つまたは複数のバインダーと、１つまたは複数の溶媒とを含み、前記１つまたは複数のバインダーは熱可塑性ポリマーを含む、適用することと、
   前記スラリーと前記繊維プリフォームの前記第１の層が集合的にプリフォームを形成するように、前記スラリーが固化して前記繊維プリフォームの前記第１の層と結合した後に前記支持構造体を除去することとを含む、方法。
10. 前記プリフォームを前記形成することは、
    繊維を前記第１の繊維プリフォーム層の上部に配置し、前記第１の繊維プリフォーム層の第１の複合構造体とは異なる第２の複合構造体を有する第２の繊維プリフォーム層を形成することと、
    外側モノリシック層を前記第２の繊維プリフォーム層の上部に形成することと、を含む、請求項９に記載の方法。