JPH01227091A - 核融合炉壁並びにその製造方法、核融合炉壁用耐熱性防護部材及び核融合炉 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は核融合炉壁及び核融合炉に関する。

〔従来の技術〕

核融合装置の炉壁部材としては、例えばプロシーディン
グ°オブ・ジャパンーユウエス・ワークショップ、ピー
９２．アイ・ピー・ピー・ジェイーエイエム−５０，（
１９８７年）第１１４頁（Ｐｒｏｃ、　ｏｆ、　Ｊ　ａ
ｐａｎ　−Ｕ　、　Ｓ　、Ｗｏｒｋｓｈｏｐ、　ｐ　−
９２、Ｉ　ＰＰＪ−ＡＭ−５０，（１９８７）　Ｎａｇ
ｏｙａ。

Ｊａｐａｎ　ｐ　１１４）において示されているように
、直接プラズマに晒される耐熱性防護板として等方性黒
鉛材か又は炭素繊維強化炭素複合材（以下Ｃ／Ｃ材とい
う）、特にフィラーとしての炭素繊維の少なくとも２／
３以上が、耐熱性防護板の板面方向に配向したＣ／Ｃ材
を用いていた。また、これらの耐熱性防護板は支持部材
に単に機械的に固定されていた。

〔発明が解決しようとする課題〕

上記従来技術における耐熱性防護板は前記の如く、炭素
繊維の配向が耐熱性防護板の板面方向であるため、板厚
方向の熱伝導率が十分でなく、プラズマからの熱負荷に
よる耐熱性防護板表面の温度上昇が大きく、従って、蒸
発による損耗が著しく、炉壁としての寿命が短かいとい
う欠点を有していた。

また、これらの等方性黒鉛材やＣ／Ｃ材は、板厚方向の
引張り強度が十分でなく、金属支持部材との冶金的接合
が困難であって、長時間の燃焼を必須とする核融合炉が
必要とする強制冷却方式の炉壁を実現できにくいという
点で信頼性を高めにくい欠点があった。

本発明は、長寿命で、冷却効率が高く、信頼性の高い核
融合炉壁を実現することを目的とする。

また、そのような核融合炉壁を備えた核融合炉を提供す
ることを目的とする。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的を達成するため、本発明の核融合炉壁及び核融
合炉壁用耐熱性防護部材においては、耐熱性防護部材中
の炭素繊維を耐熱性防護部材とそれを固定する支持部材
との界面と交叉する方向に配向させたものである。

炭素繊維の繊維軸配向度は、前記界面の法線方向となす
角度の余弦成分の平均値で表わして００６以上とするの
がよい。また、炭素繊維の耐熱材マトリックス中の含有
量は１０〜４５重量％とじ、耐熱材マトリックスは炭素
あるいは原子番号１４以下である元素の化合物で構成す
るのがよい。更に、耐熱性防護部材の支持部材への固定
は、前記支持部材の室温における熱膨張係数より小さい
熱膨張係数を有する金属材からなる中間部材を介して、
ろう材による又は拡散接合等の冶金的接合をするのがよ
い。

核融合炉壁の製造方法としては、炭素繊維で織成した布
にピッチを含浸させると共に積層し、加圧及び焼成して
生じた隙間に更にピッチを含浸させ、最終的に２８００
℃以上で焼成して黒鉛化処理した耐熱性防護部材を、前
記炭素繊維が支持部材との界面と交叉する方向に配向す
る向きにて該支持部材に接合する方法がある。

そして、本発明に係る核融合炉は、炉心プラズマに晒さ
れる耐熱性防護部材と、この耐熱性防護部材を固定する
支持部材とで構成され、該支持部材中に冷却媒体流路が
設けられている核融合炉壁を備えたドーナツ型真空容器
を有する核融合炉において、前記核融合炉壁は炭素繊維
が支持部材との界面と交叉する方向に配向された前記（
請求項１）炉壁からなるものである。本発明を適用し得
る核融合炉の一例としてトーラス型核融合装置がある。

このトーラス型核融合装置としては、次の２種類が知ら
れている。第１は、プラズマを発生させて閉じ込めるト
ーラス型真空容器の外周に、トロイダル方向の一様の磁
場を発生させる複数個のトロイダル磁場用コイルを放射
状に巻回し、このトロイダル磁場用コイルの内側でトー
ラス型真空容器とトロイダル磁場用コイルとの間の空間
に、ポロイダル方向の磁場を発生させる変流器コイルを
配置したものである。また、第２は、トーラス型真空容
器およびトロイダル磁場用コイルが前記装置と同一配置
で、変流器コイルをトロイダル磁場用コイルの外側に配
置したものである。

〔作用〕

本発明はプラズマからの熱負荷を直接受ける耐熱性防護
部材として用いられるＣ／Ｃ材（あるいは炭素繊維強化
耐熱複合材）中の炭素繊維を前記の如く支持部材との界
面と交叉する方向に配向させ、特にその繊維軸配向度を
余弦成分（ｃｏｓθ）の平均値で表わして、０．６以上
の値となるようにするとよいものである。それによって
、耐熱性防護部材の板Ｈ方向の熱伝導率を板面方向の値
よりも大きく出来、使用時における耐熱性防護部材の受
熱面温度の上昇を低くおさえられ、蒸発による表面損耗
量を少なくすることが出来る。特にＣ／Ｃ材の場合には
黒鉛化処理温度を少なくとも２８００℃以上とし、黒鉛
化度を高めることにより、耐熱性防護部材の板厚方向の
室温における熱伝導率の値を少なくとも１．６Ｘ１０”
Ｗ／ｍＫ以上とすることが出来、非定常運転時における
蒸発による損耗率を低くおさえることが出来る。

耐熱性防護部材として使用される炭素繊維強化複合材と
くにＣ／Ｃ材の板厚方向に前記の如く配向させて分散さ
せられた炭素繊維は、板厚方向の熱伝導率の向上によっ
て耐熱性防護部材の蒸発による損耗率の低下をもたらす
だけでなく、非定常運転時の高い熱流束の熱負荷により
受熱面表面層内に発生する表面と平行方向の熱応力によ
り受熱面表面層が層状に剥離する現象を防止する効果が
ある。すなわち板面に交叉する方向に配向させて耐熱材
マトリックス中に分散した炭素繊維は、熱応力により表
面に平行方向に発生したクラックを炭素繊維と耐熱材マ
トリックスの界面でピン止めする効果を有し、クラック
の進展を阻止する。

Ｃ／Ｃ材の場合、耐熱材マトリックス中に占める炭素繊
維の割合は板面方向と板厚方向の熱伝導率の比及び板厚
方向の破壊靭性値に大きく影響す・る。Ｃ／Ｃ材を支持
部材に冶金的に接合する場合。

特に問題となる板面に平行方向の破壊靭性値ＫＩｃは炭
素繊維含有率と共に増大し、１０重量％で室温でのＫＩ
ｃの値は４に達する。一方、板面方向と板厚方向の熱伝
導率比は炭素繊維含有率が５０重量％から４５重量％に
減少するに従い０．３に増大、以下炭素繊維含有率が４
５重斌％から０重量％まで減少するに従い単調に１まで
増大する。従って破壊靭性値及び板面方向の熱伝導率を
それぞト れ３ＭＰａ＋ｎ以上、０．３以上とする炭素繊維含有率
は１０〜４５重量％が望ましい。

炭素繊維強化複合材のマトリックス材としては炭素以外
には、プラズマ中に混入した場合のプラズマ冷却効果を
小さく抑えられる原子番号１４以下の元素、またはそれ
らの化合物、例えばＳｉＣ。

ＳｉＮ、ＡＩＮ、Ａｆ１２０．、ＢＮ、Ｂ、Ｃ，Ｂｅ２
Ｃ，ＢｅＯ及びこれらと炭素の混合物が望ましい。

特に炭素マトリックス中に１〜１５重量％のＢ。

ＳｉＣ，Ｂｅ、Ｃを含んだＣ７Ｃ材は耐熱性防護部材と
水素プラズマとの反応によるメタン分子の生成を抑える
ために効果的で、望ましい。

耐熱性防護部材は核融合装置内で発生する磁場の変動に
より該防護部材に働く電磁力を下げるために、適当な寸
法に分割されて支持部材に取り付けられるのが良い。分
割された耐熱性防護部材は冷却構造を有する金属支持部
材に接合層によって接合面の全面を接合するのが好まし
い。この耐熱性防護部材の寸法は出来るだけ大きい方が
製造工数を少なくできるのでよいが、逆に大き過ぎると
接合後の熱応力が大きくなり、破壊し易くなるので、最
大でも１０１角程度、２０１ｍ厚さが好ましく、特に厚
さは１０〜１５ｍｍが好ましい。

耐熱性防護部材は金属支持部材に、ろう付け、拡散接合
、反応焼結接合等による原子的な接合、すなわち冶金的
接合によって接合される。

耐熱性防護部材は直接的に支持部材に接合しても良いが
、耐熱性防護部材と支持部材の熱膨張率の差が大きい場
合にはタングステン、モリブデン、インバー合金、金属
の複合材又は、タングステン、モリブデン、炭素繊維を
埋め込んだ熱伝導率の高い銅など金属の複合材料が望ま
しい。

冶金的接合の場合１、耐熱性防護部材の板厚方向の炭素
繊維軸配向度を大きくすると板厚方向の熱膨張率はより
小さく、逆に板面方向の熱膨張率はより大きくなる。よ
って、金属支持部材として用いられるステンレス鋼ある
いは銅などの熱膨張率の値との差を小さく出来て、接合
後の熱応力の小さな、信頼性の高い接合が実現される。

接合後の接合界面にはＣ／Ｃ材側に圧縮応力が、金属支
持部材側には引張り応力が発生し、接合部材の側端面の
Ｃ／Ｃ材側には接合界面垂直方向に引張り応力が発生す
る。したがって接合部材の側端面上で発生したクラック
は接合界面に平行に進むが、板厚方向に配向させた炭素
繊維のために、クラックの進展は容易に阻止されて、従
来の等方性黒鉛材の場合に発生した接合界面に沿っての
破壊を阻止することが可能となる。

一方、耐熱性防護部材の板厚方向に配向した炭素繊維は
、接合面において接合面に対して大きな角度を成し、繊
維側表面よりもろう材に対してより活性な繊維端面でろ
う材と反応するものの割合が大きくなるので、接合強度
は飛躍的に向上する。

〔実施例〕

第１図は本発明に係る核融合炉壁の一実施例を示し、第
２図はそれらが配列された１ブロツクを示す。炉心プラ
ズマに直接晒される板状の耐熱性防護部材１は同じく板
状の支持部材２に中間部材３を介して冶金的に接合され
ている。支持部材２には冷却媒体を流すための流路４が
設けられ、耐熱性防護部材１の受熱面５から加えられた
熱を効率良く冷却媒体に伝達し、該防護部材１を強制冷
却する構造と成っている。耐熱性防護部材１は炭素繊維
織布６のピッチ含浸積層体をプリプレグとして最終的に
２８００℃以上で黒鉛化処理を行った後、プレオンガス
気流中で２６００℃に加熱することにより高純度化処理
を行った炭素繊維強化炭素複合材である。炭素マトリッ
クス中に炭素繊維織布６は板面方向に積層された構造と
なっており、炭素繊維織布６を構成する繊維束は、耐熱
性防諜部材１と中間部材３の接合界面に対してほぼ４５
″の角度を成すように配列されている。すなわち、接合
界面ならびに受熱面５において前記界面に平行に埋め込
まれた炭素繊維は存在しない構造と成っている。炭素繊
維強化炭素複合材中の炭素繊維の含有量は４０重址％、
密度は１６５０ｋｇ／ｒｎ’、板厚方向の室温での熱伝
導率は１６０Ｗ／ｍＫ、板面方向すなわち炭素繊維織布
の積層方向の熱膨張率は５×１０″″’に−１、積層方
向と直交方向の熱膨張率は３Ｘ１０−ｓＫ−１であった
。又、板厚方向の引張り強度は５０　Ｍ　Ｐ　ａであっ
た。

このような特性の厚さ１０ｎｎで５０ｍ角の正方形のタ
イルを厚さｉｎｎで５０ｍ角の大きさのモリブデン板を
中間部材として５重斌％Ｔｉ入り銀ろうを用いて、ステ
ンレス鋼製支持部材２に接合した。ステンレス鋼製支持
部材２の冷却部の板厚は１ｍｍとした。この炉壁を用い
、入口温度２０℃の冷却水を流速１ｍ／ｓで冷却水路４
に流しつつ熱流束５ＭＷ／耐の４０ＫｅＶＨイオンビー
ム照射を連続的に行ったところ、照射開始４０秒後に受
熱面５の表面温度は１８００℃で平衡状態に達したが、
表面には特に変化は認められなかった。

一方、従来用いられていた密度１８００　ｋｇ／　ｒｄ
。

室温における熱伝導率１００Ｗ／ｍＫ、熱膨張率４．６
　ｘ　１０−”Ｋ−’、引張り強度３０　Ｍ　Ｐ　ａの
等方性黒鉛を耐熱性防護部材として前述と同じ寸法形状
で接合を行い、前述と同条件でのＨ＋イオンビーム照射
試験を行った。この場合の受熱面５の表面温度は、照射
２０秒後に２２００℃まで上昇し、受熱面表面からの炭
素の蒸発が激しく、Ｈ＋イオンビーム照射に使用してい
たイオン源が作動不能となった。

第３図は本発明の他の実施例を示す、耐熱性防護部材１
は支持部材２に中間部材３を介して冶金的に接合されて
いる。支持部材２には冷却媒体の流路４が設けてあり、
耐熱性防護部材１を効率よく冷却する構造となっている
。耐熱性防護部材１は炭素繊維のフェルト材８にピッチ
を含浸し、それを積層して加圧・焼成して形成したプリ
プレグに更にピッチを含浸させ、２８００℃以上で黒鉛
化処理を行った後、フレオンガス気流中において２６０
０℃に加熱し高純度化処理を行った炭素繊維強化炭素複
合材である。炭素繊維のフェルト材８は耐熱性防護部材
１の板面方向に積層された構造となっている。フェルト
材８は厚さ数Ｉのシート状であり、炭素繊維はこのシー
ト面に平行、かつ面内でランダムな方向を向いている。

すなわち、耐熱性防護部材１中の炭素繊維の配向方向は
フェル１〜材８の積層方向に対して垂直な面内にあって
、かつランダムな方向を向いている。よって、耐熱性防
護部材１の板厚方向の炭素繊維軸配向度は０．６４とな
る。この炭素繊維強化炭素複合材中に含まれる炭素繊維
含有量は２０重％、密度は１８００ｋｇ／ｒｎ’、板厚
方向の室温での熱伝導率は２００　Ｗ　／　ｍ　Ｋ、炭
素繊維フェルトの積層方向の熱膨張率は１１　Ｘ　１０
−’Ｋ”１、積層方向に直交する方向の熱膨張率はＩ　
Ｘ　１０−”　Ｋ−１であった。又板厚方向の引張り強
度は２３　Ｍ　Ｐ　ａであった。次に、厚さ１０ｍｍで
５０ｍｍ角の寸法の耐熱性防護部材を、厚さＩｍで５０
＋ｎｍ角の寸法のモリブデン板を中間部材として挿入し
、５重量％Ｔｉ入り銀ろうを使用して、ステンレス鋼製
支持部材２に接合した。この炉壁を用い、入口温度２０
℃の冷却水を流速１ｍ／ｓで冷却水路４に流し、熱流束
５ＭＷ　／　ｒｎ’の４０ＫｅＶＨ＋イオンビーム照射
を連続的に行ったところ、照射開始４０秒後に受熱面５
の表面温度は１０００℃で定常値に達した。照射後の表
面の損耗は殆んど認められなかった。

第４図は、板面方向の炭素繊維含有量の高い（０，５以
上）従来のＣ／Ｃ材と、本発明による板厚方向の炭素繊
維軸配向度の高いＣ／Ｃ材に対し、核融合炉における非
定常運転時の入熱条件を模擬した電子ビーム照射試験（
熱流束２　ＫＷ／ｃｉ、照射時間１秒間）を行い、１照
射あたり、単位面積あたりの損耗率を測定した結果を示
す。同図から明らかなように、損耗率は板厚方向の炭素
繊維軸配向度の増大と共に減少し、特に配向度０．６を
越えたところで減少の度合がゆるやかに成っていること
を示している。すなわち本発明の板厚方向の炭素繊維軸
配向度が０．６以上であるＣ／Ｃ材を耐熱性防護部材と
して用いることにより、従来材に比べて約−桁以上寿命
の向上を図ることが可能となることが解る。

上記実施例では炭素繊維織布又はフェルト材の積層方向
を耐熱性防護部材の板面方向一方向としたが第５図に示
した如く耐熱性防護板上の一法線９を軸として炭素繊維
織布及び／又はフェルト材を渦状に巻きつけた構造のも
のでも良い。あるいは、第６図に示した如く、炭素繊維
の配向方向を異ならせた織布を交互に積層してもよい。

〔発明の効果〕

本発明に係る核融合炉壁によれば、炭素繊維の配向が耐
熱性防護部材の板厚方向であるため、プラズマ側から該
防護部材の支持部材側への熱伝導が良くなり、冷却効率
が向上するため、プラズマからの熱負荷による耐熱性防
護部材表面の蒸発による損耗を大幅に減少でき、核融合
炉壁及び核融合炉を長寿命化することができる。

又、炭素繊維の上記配向によって、板面に平行方向の剥
離にも強い組織構造となるので、このような炉壁を備え
た核融合炉の信頼性を大幅に向上することができる。中
間部材を介して冶金的接合すれば、更に向上し得る。

本発明に係る製造方法によれば、一定方向に炭素繊維を
配向させた核融合炉壁を簡単に製造できる。

本発明の他の効果として、耐熱性防護部材と水冷金属支
持部材との接合が、従来の構造のＣ／Ｃ材では殆んど不
可能であったり、或は等方性黒鉛材の場合には接合面積
が高々２０Ｘ２０ｎｍであったのに対し、最大５０＋ｍ
Ｘ５０ｎｍのサイズの接合が可能に成ったばかりか、接
合部の引張り強度試験においても、従来の等方性黒鉛の
５倍の強度を示すことである。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の一実施例の核融合炉壁の要部斜視図、
第２図はブロック状に並べられた核融合炉壁の１ブロツ
クの斜視図、第３図は本発明の他実施例の核融合炉壁の
斜視図、第４図は炭素繊維の配向度と損耗率との関係図
、第５図及び第６図はそれぞれ異なる本発明の他実施例
を示す斜視図である。 １・・・耐熱性防護部材、２・・・支持部材、３・・・
中間部材、４・・・冷却水流路、５・・・受熱面、６・
・・炭素繊維、７・・・溝。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、炉心プラズマに晒される耐熱性防護部材と、この耐
   熱性防護部材を固定する支持部材とで構成され、前記耐
   熱性防護部材は耐熱材マトリックス中に炭素繊維を含有
   する構造である核融合炉壁において、前記炭素繊維は前
   記耐熱性防護部材と支持部材との界面と交叉する方向に
   配向されていることを特徴とする核融合炉壁。 ２、耐熱性防護部材は、前記支持部材の室温における熱
   膨張係数より小さい熱膨張係数を有する金属材からなる
   中間部材を介して前記支持部材に冶金的接合されている
   請求項１記載の核融合炉壁。 ３、炭素繊維で織成した布にピッチを含浸させると共に
   積層し、加圧及び焼成して生じた隙間に更にピッチを含
   浸させ、最終的に２８００℃以上で焼成して黒鉛化処理
   した耐熱性防護部材を、前記炭素繊維が支持部材との界
   面と交叉する方向に配向する向きにて該支持部材に接合
   することを特徴とする核融合炉壁の製造方法。 ４、耐熱材マトリックス中に炭素繊維を含有する核融合
   炉壁用耐熱性防護部材において、前記炭素繊維は前記耐
   熱性防護部材と支持部材との界面と交叉する方向に配向
   されていることを特徴とする核融合炉壁用耐熱性防護部
   材。 ５、炉心プラズマに晒される耐熱性防護部材と、この耐
   熱性防護部材を固定する支持部材とで構成され、該支持
   部材中に冷却媒体流路が設けられている核融合炉壁を備
   えたドーナツ型真空容器を有する核融合炉において、前
   記核融合炉壁は請求項１記載のもので形成されているこ
   とを特徴とする核融合炉。