JPH0387379A - 環境遮断用耐熱壁を備えた地上機器 - 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、基材と熱膨張の異なる材料を基材の表面に被
覆した環境遮断用耐熱璧を備えた地上機器及びそれに用
いる環境遮断用耐熱璧に関する。

〔従来の技術〕

基材の表面に基材と熱膨張の異なる材料を被覆すること
により、基材が特定の高温環境に曝されるのを防止する
ことを目的とする環境遮断用耐熱部材の用途は数多く、
産業上多様な要求がある。

特に、高温に曝される部材においては基材と被覆層の熱
膨張の差に起因する熱応力による被覆層の損傷が生じ、
被覆層の本来の目的である環境遮断特性が十分発揮でき
ない場合がある。従って、従来の公知の被覆層は、特開
昭６２−１５６９３８号にあるように被覆層中に生じる
熱応力の低減化をはかり、被覆層に損傷が生じ難くする
方法である。この方法は例えば被覆層の組成を、基材の
表面から被覆層の表面の間で順次変化させ、被覆層の内
部に熱応力の最大値を示すようにし、被覆層の損傷の起
点となり易い被覆層の表面、或いは被覆層と基材との境
界部等に熱応力が最大値にならないようにし、被覆層の
損傷を生じ難くするものである。

しかし、このような被覆層を設けた材料は、例えば高温
状態での化合物と金属材料との拡散及び反応、化合物と
基材を構成する材料との拡散及び反応、被覆層中の内部
欠陥中のガス成分の膨張等の問題があり、高温での使用
時に被覆層の状態変化が生じ新たな応力が発生し、被覆
層が損傷する。

一方、特開昭６２−１８２２６３号公報にはプラズマ溶
射膜の細孔に封孔処理する工程を繰り返して、耐食性の
セラミック層を形成する技術が開示されている。

この方法の場合、成膜温度が部材の使用温度より低い場
合、部材を高温で使用時に熱応力により新たなりラック
が生じ、そのクラックが起点となり酸化が基材に進行す
る。成膜温度が部材の使用温度より高い場合、被覆層を
形成後に被覆層中に熱応力によりクラックが生じる。同
様に、航空宇宙技術研究所報告ＴＲ−９４６ｒ低推力貯
蔵性推進薬エンジン用炭素複合材燃焼器の試作試験」（
１９８７年１０月）には、Ｃ／Ｃ母村上に形成したＳｉ
Ｃコーティングに生じた微細なりラックにテトラエチル
　オルソシリケートを塗り、適当な温度で熱処理し、ク
ラックを埋めることが記載されている。

その他、特開昭６３−３８５６５号公報には、レーザ光
をセラミック膜に照射してあらかじめクラックを形成し
て応力を緩和する技術が開示されている。

また、特開昭５６−５４９０５号公報及び特開昭５８−
１６０９４号公報には、金属基体上のセラミック層を熱
処理して細かいクラックを多数形威し応力緩和を図るこ
とが記載されている。これらはいずれも応力緩和には効
果があるが、腐食環境から基体材料を守るには不十分で
ある。

〔発明が解決しようとする問題点〕

上記従来技術は組成を連続的に変化させ、熱応力を制御
する構造の材料では、高温状態で使用した場合の材料の
状態変化（拡散２反応等）の考慮がなされておらず、こ
れらの変化により新たな応力が生じる結果材料の一部が
損傷する。又、組成を制御しない単一被覆層では、高温
で被ｙ１層を形成するＣＶＤ法等の場合基材と被覆層の
熱膨張差による熱応力で成膜後被覆層中にクラックが生
じ、高温条件下で長時間、或いは高温加熱を繰り返す熱
負荷サイクル条件下で、クラックの先端部を起点として
基材の損傷が生じるという問題点があった。

更に、溶射等の低温成膜法の場合、高温条件で部材を使
用した際、被覆層と基材との熱膨張差による熱応力で被
覆層が損傷し、その損傷部を起点として被覆層が破損に
至るという問題点があった。

本発明の目的は、耐熱性基体と熱膨張の異なる耐火性被
覆層を基体表面に設けた環境遮断用耐熱璧を備えた地上
機器において、該被覆層の熱応力緩和作用と環境遮断特
性の両方の特性を有した高信頼性被覆層を設けた環境遮
断用耐熱璧を提供することである。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的は、高温に曝される部分が、耐熱材料からなる
基体上に形成された環境遮断用耐火性被覆層を有する環
境遮断用耐熱璧を備えた地上機器において、予め該被覆
層をその形成温度よりも高い温度に曝して該被覆層と該
基体との熱膨張の差によって被覆層中に生成した割れ及
びその割れ内部に充填された耐火性充填物を有する環境
遮断用耐熱璧によって達成することができる。

本発明の要点は、１）熱応力を緩和するクラックの形状
方法、２）クラック内部への環境遮断物の充填である。

本発明者らはクラックの形状を制御する上で、被覆層の
組織構造が重要であることを見い出し、第１図〜第８図
に示す種々の形状のクラックを有する被覆層を形成した
。

第１図では被覆層断面に直線上のクラックを形威し、か
つ、そのクラックが被覆層内で不連続になっている。こ
のような形状のクラックは被覆層の組織が柱状である場
合、その柱状粒の境界に沿ってクラックを生じさせたも
のである。熱応力による被覆層の損傷は被覆層内の弱い
部分に沿って生じる為、上記のようにクラックは主に柱
状粒境界に沿って生じる。従って第１図の本発明の被覆
層は被覆層を二層化し、第−層のみで先ず熱応力による
被覆層の損傷（クラックの形成）を行ない、しかる後、
その上に第二層を設け、同様にクラックを形成すること
によＶ得ることができる。このようなりラックは、被覆
層を更に多層化することによっても形成することができ
る。柱状組織から成る被覆層を形成する方法としては、
主に被覆層を形成する際の基材の温度を高くすることに
よって可能である。又、被覆層の形成速度を遅くするこ
とも有効である。熱応力による被覆層の損傷（クラック
の形成）を行う方法としては、被覆層の形成時の基材温
度が高い場合、被覆層形成後の冷却時の熱応力を用いる
方法、或いは、被覆層形成後、再度加熱処理を行ない熱
応力による損傷を生じせしめる方法がある。この際の加
熱処理は、被覆層を有した耐熱部材の使用温度と同等も
しくはそれ以上の温度に加熱するのが望ましい。

又、上記の様なりラックは被覆層の表面から観察した場
合、亀甲状の形態であり、その１ケのクラックの大きさ
、クラックを形成する割れの幅は重要である。本発明者
らの検討結果、クラックの大きさとクラックの割れの幅
とは相関性が認められ、クラックの大きさが大きくなる
とクラックの割れ幅が大きくなる結果が得られた。クラ
ックの割れ幅は環境物質の浸透を防止する遮断物を充填
する上で重要であり、０．５μｍ以下の微細な割れには
ＣＶＩ等の方法を用いても遮断物を充填することが困難
であった。

又、５０μｍ以上の割れにはゾル・ゲル法を数千回繰り
返しても遮断物の十分な充填は困難であった。一方、ク
ラックの割れ幅の大きさは、熱負荷を繰り返す場合、被
覆層の耐久性を支配する。

特に、クラックの割れ幅が大きい場合、クラックの割れ
の先端部は遮断物が十分に充填されていなければ、応力
集中部となり、被覆層の新たな損傷の起点となる。従っ
て、本発明ではクラックの割れ幅を０．５〜５０μｍに
することが望ましい。

このようなりラックの寸法の制御は、被覆層の厚さ２組
織等を制御することによって可能である。

クラックの割れ幅は被覆層の厚さが厚い場合大きくなり
、又、柱状組織のｌケの柱状粒の大きさが大きいほど大
きくなる。従って、耐熱部材の使用温度が高い場合５個
々の被覆層の厚さを薄くし、多層化する方法、或いは柱
状組織を細かくする方法で対応することができる。柱状
組織を細かくする方法としては被覆層の形成時の基材温
度の低減。

被ｙ１層の形成速度の高速化がある。

又、クラック内部に環境遮断物質を充填する方法として
はＣＶＩ、或いは、ゾル・ゲル法が有効であり、これら
の方法を用いた処理は第工層を形成した後行ない、その
後、その上に第２層を形成し、その後再度、第２層のク
ラック内部に充填するという方法を用いる。このように
して形成した本発明の被覆層は、クラックが不連続であ
るため。

クラックを通じての環境浸透が生じ難く、又、クラック
による熱応力の緩和作用も十分なものになる。又、クラ
ックの内部には環境浸透を防止する遮断物を充填するこ
とにより、耐久性は更に優れたものになる。

第２図は被覆層の組織が層状に粒子が積層した構造の場
合の断面模式図を示す。このような組織の被覆層は溶射
で形成した場合得られ易い。このような組織の被覆層は
熱応力により第２図に示すように複雑な形状のクラック
を生じる。その理由として、被覆層が層状組織であるた
め、クラックは断面組織上直線的にはならず積層した偏
平粒子の積層欠陥部に沿って生じ易い。

このような形状のクラックにおいてはクラックを通じて
の環境物質の浸入が生じ難い。そしてこのクラック内部
に遮断用材料を充填することにより、その効果は更に向
上する。又、クラックは、被覆層を形成した後、加熱処
理を行うことにより形成できる。クラックの割れの幅の
大きさは加熱処理温度が高い程、被覆層厚さが厚い程大
きくなる。従って、温度、厚さを制御することにより、
クラックの割れ幅を０．５〜５０μｍとし、クラック内
部に遮断物を充填することができる。

第３図は柱状の組織の被覆層と粒状の組織の被覆層、第
４図は大きさの異なる粒状の組織の被覆層を組み合せた
断面模式図を示す。被覆層の組織は形成時の基材温度が
高く、形成速度が遅い場合、柱状の組織になるが、基材
温度が低く被覆部材では第３図〜第６図に示す被覆層を
用いることにより、部材を使用している際のクラックの
成長、伝播を防止することができる。又、このような効
果を更に発揮する上で、被覆層の組織だけでなく、被覆
層を構成する材料を異なったものを用いるのも有効とな
る。この場合、材料の物性値（熱膨張。

ヤング率）、強度が異なる為、その効果は顕著になる。

又、第７図に示すように、中間に組織の異なった被覆層
、或いは異なった材料からなる被覆層を設けた構造も有
効である。

なお、第１図〜第７図において、被覆層の下部は基材、
或いは、金属材料等の中間層であっても良い。

第８図は本発明の被覆層において、クラック内部の環境
浸透防止用の遮断物の充填状態を示す断面模式図である
。環境浸透の要因としては酸化。

腐食、プラズマガス等である。従って、クラックの内部
は理想的には完全に充填されているのが望ましいが、工
業的には必ずしも実現することはできない。形成速度が
速い場合、粒状の組織となるが、このような場合、柱状
の組織の被覆層中のクラックの形状に比べ、クラックは
必ずしも直線的ではない。これは、クラックが伝播して
いき易い経過が柱状組織はど明確でない為である。

しかし、第２図の積層組織はど複雑な形状ではない。従
って、第３図、第４図に示すように異なった組織を有す
る被覆層を形成した場合、被覆層全体ではクラックの形
状は複雑となり、環境物質の浸透は生じ難い。第５図、
第６図は積層構造の組織の被覆層との組み合せた断面模
式図を示す。

この場合、被覆層全体でクラックの形状は更に複雑にむ
り、環境浸透は生じ難くなる。このような組織の異なる
被覆層を組み合せた場合、それぞれの被覆層内でのクラ
ックの形状が異なるため、種種のクラックの組み合せに
より以下の様な効果が発揮できる。

被覆層を設けた部材中に温度勾配が生しる場合（被覆層
表面が加熱され、基材側が冷却される）。

被ｒ１１ｍの表面部は温度が高くなり熱応力も大きくな
る。このような場合、第８図に示したいずれの状態の充
填方法によっても、環境物質の浸透を防止することがで
きる。

〔実施例〕

実施例工 Ｎｉ基合金（Ｒｅｎｅ’　８０　）を基材とし、その表
面にＣｏ−２０Ｃｒ−１２Ａ１１１　０．５Ｙ　から成
る合金層を設け、その表面にＺｒＯ２−８％Ｙ２０゜被
覆層を設けた。合金層の厚さは１００μｍ、被覆層は４
００μｍである。合金層の形成は電子ビーム蒸着法で行
なった。その条件は、−電子ビーム出力１５ｋＷで１０
−’Ｔｏｒｒの真空中で、基材温度５００℃で形成した
。その後、ＺｒＯ，−８％ｙ２ｏ、を蒸着源とし、電子
ビームの加速電圧１０ｋＶ、ビーム電流１５００ｍＡで
１０−’Ｔｏｒｒの真空中で、基材温度６００℃で被覆
層を形成した。

ＺｒＯ，−８％Ｙ２Ｏ３の被覆層形成速度は２０μｍ／
ｈである。上記の条件で約２００μｍの被覆層を形威し
た後、１０−ｓＴｏｒｒの真空中で１２００℃。

ｌｈ加熱処理を行なった。その結果、ＺｒＯ２８％Ｙ２
Ｏ３被覆層は１ケのクラックの大きさが２〜４ｍｍで、
クラックの割れ幅が５〜１０μｍの亀甲状クラックが全
面に生した。つぎに、ゾル・ゲル法を用いＺｒＯ２をク
ラック内部に充填した。

その方法は真空含浸、焼成を繰り返すもので、焼成温度
は７００℃で、５回繰り返した。しかる後、その表面に
再度、電子ビーム蒸着によりＺｒＯ２−８％Ｙ２０．を
約２００μｍ形成した。その条件は上記のＺｒＯ２−８
％Ｙ２Ｏ３の第１層の形成条件と同様である。しかる後
、第１層と同様の加熱処理、ゾル・ゲル法によりクラッ
クの形成・遮断物の充填を行なった。

このようにして形成した本発明の被覆層は第１図と同様
で、ＺｒＯ２−８％Ｙ２Ｏ３の柱状組織となっており、
第１層と第２層のそれぞれの被ｒＩＩ層中にクラックが
形成され、その内部はＺｒＯ２ではほぼ充填されていた
。又、クラックは第１層と第２層でそれぞれ異なった場
所に生じ、両層を貫通したものは認められなかった。こ
のようにして作製したＺｒＯ，系被覆層を有した試験片
を用い第９図に示す評価法で耐久性の試験を実施した。

評価は加熱源として５０ｋＷのプラズマアークを用い、
プラズマアーク中にノズルを介してＮａＣＱ−Ｎａ２Ｓ
０４水溶液を添加した。試験片は基材側を水冷し、試験
片内の熱流束をＩ　Ｘ　１０’　ＫｃａＱ／ｈ・ｍ２と
した。

ＺｒＯ，系被覆層の表面温度は１２００℃であり、４０
０μｍの厚さの被覆層中には約４００　’Ｃの温度差が
生じていた。このような条件で、プラズマアークを０Ｎ
−ＯＦＦＬ加熱、冷却を繰り返した。この評価は、高温
腐食環境にさらされるガスタービン部材を模擬したもの
で、熱流束等の熱的条件は実機とほぼ同等である。なお
、比較材として、米国特許第４０９５００３号に示され
ている電子ビーム蒸着法による試験片（試験片Ｎα１０
１）、及び、上記の作製法においてゾル・ゲル法による
環境浸透防止処理を行なわなかった場合（試験片Ｎａ１
０２）、更に、上記の作製法で、４００μｍのＺｒ０２
−８％ｙ２ｏ、被覆層を形威し、その後、加熱処理を行
なった場合（試験片Ｎａ１０３）を比較材として用いた
。

又、上記の作製法で、４００μｍのＺｒＯ２−８％Ｙ　
２０　ｇ被覆層を形威し、その後ゾル・ゲル法処理を行
なった場合（試験片１０４）、同様に２００μｍのＺｒ
０ｚ　−８％Ｙ　２０　ａ被覆層を形成し、その後ゾル
・ゲル法処理を行い、更に２００μｍの被覆層形成、ゾ
ル・ゲル法処理を行なった場合（試験片１０５）を比較
材として用いた。

試験前、試験片Ｎα１０１，１０４，１０５はＺｒＯ２
−８％Ｙ２０．被覆層中にクラックは認められなかった
。第１表は３００回の加熱・冷却の繰り返し試験の結果
を示す。本発明の被覆層を設けた場合（試験片Ｎα１０
）は何ら損傷は認められなかったが、他の試験片は５０
．〜１００回で損傷が生じた。損傷部の観察結果、試験
片Ｎα１０１゜１０４．１０５はＺｒＯ２−８％Ｙ２０
□被覆層中にクラックが生じ、そのクラックは合金層ま
で達していた。そして、その部分で合金層の腐食が進行
していた。被覆層の損傷は合金層の腐食により、ＺｒＯ
２−８％Ｙ２Ｏ３被覆層どの密着力が低下したため生じ
ていた。

又、試験片Ｎα１０２，１０３もほぼ同様の損傷形態で
あった。

実施例２ Ｃｕ製基材を用い実施例上と同様の材料、方法を用いて
本発明の被覆層を形成した。なお、この場合、合金層厚
さは５０μｍ、ＺｒＯ，−８％Ｙ２Ｏ３被覆層厚さは５
０μｍである。なお、Ｚｒ０゜８％ｙ２ｏ、被覆層は第
１層、第２層をそれぞれ２５μｍとした。なお、本実施
例では加熱処理の温度を９００℃とし、実施例１と同様
に第１層。

第２層のそれぞれにゾル・ゲル法処理を行なった。

第９図に示す評価装置を用い実施例１と同様に耐久性評
価を実施した。図において、試験片（Ｃｕ基基土上上記
コーティングを施したもの）２２にプラズマ発生ガン２
０によりプラズマ２１を照射し、かつ試験片２２の背面
から冷却水供給系２５から冷却ノズル２４により水を供
給する。更に、塩水供給系２７から塩水噴霧ノズル２６
により塩水をプラズマ中に供給する。なお、プラズマア
ークの出力は８０ｋＷで、熱流束は７　Ｘ　１０’Ｋｃ
ａＱ／ｈ−ｒｄで、Ｚｒ０ｚ　　８％Ｙ２０．被覆層の
表面温度は９００℃、５０μｍの厚さの被覆層中の温度
差は１５０℃である。実施例１と同様の試験の結果５本
発明の被覆層は３００回の繰り返しで何ら損傷は認めら
れなかった。

実施例３ 実施例１と同様の材料を用いプラズマ溶射法で本発明の
被覆層を作製した。合金層の形成条件はプラズマ出力４
０ｋＷでＡｒ−Ｈ２プラズマを用い、５ＱＴｏｒｒのＡ
ｒ雰囲気中で溶射した。基材温度は６００℃である。し
かる後、プラズマ出力５５ｋＷでＡｒ−Ｈ２プラズマを
用いＺｒＯ２−８％Ｙ、Ｏ，粉末を溶射した。溶射時の
基材温度は１７０℃である。その後、実施例上と同様の
加熱処理を行ない、更にゾル・ゲル法処理を実施した。

なお、本実施例においても、加熱処理のみ行なった試験
片（試験片Ｎα２０１）、加熱処理、ゾル・ゲル法処理
のいずれも行なわなかった試験片（試験片Ｎα２０２）
ゾル・ゲル法処理のみを行なった試験片（試験片Ｎα２
０３）を作製し、実施例１と同様の条件で耐久性試験を
実施した。なお、試験前の本発明の試験片の断面観察の
結果は第２図と同様で、クラックの大きさが２〜４ｍｍ
でクラックの割れ幅が３〜１０μｍの複雑形状のクラッ
クが形成されており、そのクラック内の大部分にＺｒ０
ｚが充填されていた。表面ｗｔ察の結果、クラックは亀
甲状に形成されていた。耐久性試験の結果は第１表に示
したように、本発明の被覆層を設けた場合 （試験片Ｎα２０）は３００回で健全であったが、試験
片Ｎα２０１，２０２は７０〜９０回で損傷していた。

なお、損傷部分のａ察結果は実施例（と同様であった。

第１表 実施例４ 第１０図は実施例３の本発明の被覆層を設けたＣｏ基超
超合金製ガスタービン用静翼を示す。第１０図中の翼面
１０及び上下のガスパス部１１゜■２に本発明の被ｒＩ
Ｉ層１３を設けた。このガスタービン用静翼を用いて実
機タービンを模擬した燃焼試験を３００時間行なった結
果、被覆層に何ら損傷は認められなかった。

実施例５ 第１１図は実施例１の本発明の被覆層を設けたＮｉ基超
超合金製ガスタービン動翼を示す。第１１図中斜線部で
示した翼前縁の部分に本発明の被覆層１３を設けた。こ
のガスタービン用動翼を用いて実機タービンを模擬した
燃焼試験を３００時間行なった結果、被覆層に何ら損傷
は認められなかった。

実施例６ 第１２図は水冷、或いは液体水素冷却型燃焼器の断面模
式図を示す。基材１４はＣｕ製で、ロウ材１５で貼り合
せた構造を有し、被覆層を設けた方が燃焼側である。実
施例２と同様の本発明の被覆層１３を設けた模擬燃焼器
を作威し、１４００℃の燃焼ガスを用いて試験を実施し
た。第１２図中空隙１６内部に冷却水を流し試験した。

その結果、約３００時間の試験後、本発明の被覆層は何
ら損傷は認められなかった。又、このような水冷方式燃
焼器は燃焼試験における熱流束が７ＸＬＯ’ＫｃａＱ／
ｈ−ｒ＆であり、５０μｍ厚さのセラミック被覆層によ
り、計算上７０℃の遮熱効果が得られる。

実施例７ 黒鉛繊維と黒鉛マトリックスから構成される黒鉛複合材
（Ｃ／Ｃ材）を基材として基い、その表面にＣＶＤ法に
よりＳｉＣ被覆層を形成した。

ＣＶＤ源として５ｉＣＱ４を用い処理温度を１２００〜
１６００℃の範囲でＳｉＣ被覆層を形成した。

被覆層の形成速度は処理温度、Ｓ　ｘ　ＣＱ　４のガス
供給量で制御し、２０〜８０μｍ／ｈの範囲で行なった
。第２表は種々の条件で形成したＳｉＣ被覆層の断面組
織観察結果を示す。第２表から明らかなようにＣｖＤ条
件を変えることによりＳｉＣ被覆層の組織を制御するこ
とができた。又、Ｃ／Ｃ材とＳｉＣとは熱膨張の差が大
きいため、ＳｉＣをＩｆｊ、膜した後、被覆層中にクラ
ックが生じてｔ）た本実施例では第３表に示すように第
１層と第２層のＣＶＤ条件を種々組み合せた試験片を作
製した。第３表中の加熱処理は１０−’Ｔｏｒｒの真空
中で１６００℃、ｌｈの加熱である。

第１層のＳｉＣを形成後、ゾル・ゲル法を用いてＳｉｎ
、をクラック内に充填した。その方法はテトラエチルオ
ルソシリケートを真空含浸処理し、その後、３００℃で
熱分解させる工程を約５回繰り返した。その後、第２層
のＳｉＣを形成し、更に上記のゾル・ゲル法で、第２層
のＳｉＣ被覆層のクラック中にＳ　ｉ　０２を充填した
。又、一部の試験片では、第１層のみの被覆層を設けた
ものも作製した。試験片の断面組織ｌ１ｌｔ察結果、本
発明の被覆層であるＳ−１０８は第１図の断面模式図と
同様で、第１層と第２層は柱状組織で構成され、それぞ
れの被覆層中に割れ幅が５〜１０μｍのクラックが形威
されており、そのクラック内部には、Ｓ　ｉ　Ｏｘが充
填されていた。

Ｓ−１０５，Ｓ−１０７は第３図、Ｓ−１０６は第４図
と同様の組織で、第１層と第２層のそれぞれの被覆層中
には割れ幅が５〜１０μｍのクラックが形威されており
、その内部には５ｉＯｚがほぼ充填されていた。なお、
Ｓ−１０９〜Ｓ−１１５は比較の為の試験片である。な
お、本実施例では第１層の厚さを７５μｍ、第２層の厚
さを７５μｍとした。

このような被覆層を有した試験片の耐久性試験として第
１３図に示す酸化試験装置、第１４図に示すプラズマ酸
化試験装置を用いて実施した。第１３図に示す装置は第
９図とほぼ同じで、冷却系をもうける代りに熱電対２８
で試験片温度を測定したものである。第１４図において
、試験片３４を保持治具３５を載せ、排気系３７を有す
るチェンバー３６に入れた。高周波電源３１により高周
波コイル３０でガス供給系３２より供給されるガスをプ
ラズマ化し、プラズマ３３を形威し、試験片に用射する
。酸化試験は第１３図に示した５０ｋＷのプラズマアー
クを用いて大気中で加熱するもので、プラズマアークを
ＯＮ／○ＦＦして試験片の加熱冷却を繰り返した。この
場合の試験片の加熱温度は１６００℃で約３分間加熱し
その後、空冷で室温まで冷却した。冷却時間は約２０分
間である。本実施例では１００回の加熱・冷却を繰り返
した。その結果を第４表に示す。評価は試験前と比にた
重量減少量で行なった。Ｓ−１０１〜Ｓ−１０８の本発
明の被覆層の場合、重量減少量。

は０．２％以下であった。又、試験後の断面観察結果に
おいても、被覆層、基材いずれも健全であった。

一方、Ｓ−１０９〜Ｓ−１１５の比較材は重量変化率は
大きく、断面観察の結果、被覆層のクラック先端部の基
材は酸化消耗が進行していた。特にＳ−１１１，Ｓ−１
１３は試験後、試験時の熱負荷による新らたなりラック
が生じ、その部分での損傷が進行していた。

又、ゾル・ゲル法処理を行なわなかった場合、損傷の程
度は大きかった。プラズマ酸化試験は第１４図に示した
１００ｋＷの高周波電源を用い酸素ガスプラズマを発生
させ、その中に試験片を入れて評価する方法である。試
験片の加熱温度は１７００℃で、約２０分間加熱した。

評価は試験前と比べた重量減少量で行なった。第４表は
その結果を示す。本発明の被覆層を設けたＳ−１０１〜
Ｓ−１０８は重量減少量は１％以下であった。

また、Ｓ−１０９〜５１１５の比較材は重量減少量が１
０％以上で著しい場合、試験片の損耗が激しく重量評価
が困難なものもあった。

このように本発明の被覆層を設けたＣ／Ｃ材は高温耐久
性に優れたものである。

実施例８ 第４表 実施例７の２層の被膜から耐酸化性被覆層を設けた耐酸
化耐熱カーボン部材を用い、第１５図に示す構成の耐熱
部材を形成した。即ち、耐酸化被覆層５１を表裏両面に
持つＣ／Ｃコンポジット板５２である耐酸化耐熱カーボ
ン部材の厚さを５ｍｎ＋とじ、この耐酸化耐熱カーボン
部材に１０ｍ厚さのアルミナ系多孔質の断熱材５３と本
体を構成する３ＩＩｍ厚さのＮｉ基耐熱合金板５４を順
次接して組み合わせた耐熱部材Ａを作製した。このよう
な耐熱部材では耐酸化耐熱カーボン部材が加熱側となる
。

比較のために、実施例７で述べたのと同様の単層被膜の
公知の耐酸化耐熱カーボン部材の厚さを５ｍとし、これ
に１０ｍｍ厚さのアルミナ系多孔質断熱材５３と３閣厚
さのＮｉ基耐熱合金板５４を順次接して組み合わせて耐
熱部材Ｂを作製した。

これら耐熱部材の耐久試験は第１３図に示す試験装置を
用いて実施した。この試験装置については実施例７の説
明の中で述べたので、ここでは省略する。耐久試験では
、まず耐熱部材の耐酸化酎熱カーボン部材側をプラズマ
ジェットにより加熱し、Ｎｉ基合金側は圧縮空気を用い
て冷却した。

この時、放射温度計により測定した結果、加熱側である
耐酸化耐熱カーボン部材の表面温度は１６００℃、冷却
側のＮｉ基耐熱合金側は約７００℃であった。

一方、プラズマジェットを０ＦＦＬ、冷却空気を流した
ままにした場合、約５分間で耐酸化耐熱カーボン部材表
面温度は３５０℃となった。このような温度傾斜湯中で
、実施例７と同様の加熱冷却サイクルを行なう評価試験
を実施した。その結果１本実施例の耐熱部材Ａでは加熱
冷却１００回の繰り返し後もＣ／Ｃコンポジット材は健
全でＮｉ基耐熱合金の温度の変化は認められなかった。

また、公知の被覆層を有した耐酸化耐熱カーボン部材は
、加熱冷却１００回の繰り返し後著しく損傷し、加熱側
から見た場合、アルミナ系断熱材が露出し、その表面が
一部損傷していた。その結果、断熱部材Ｂの断熱特性が
低下し、加熱時のＮｉ基耐熱合金の温度は９００℃にな
った。

このように本実施例の耐熱部材Ａは優れた耐久性を有し
たものであり、耐熱部材Ａの構成体であるＮｉ基耐熱合
金の温度を低く維持できる。このような構成の耐熱部材
は高温部材として有効である。

実施例７の２層の耐酸化被膜を有する耐酸化耐熱カーボ
ン部材を用い、第１６Ａ図及び第１６Ｂ図に示すような
冷却媒体を流す空隙を設けた構成の耐熱部材を作製した
。第１６Ａ図に示す耐熱部材は、耐酸化被覆層５１を両
面に被覆されたＣ／Ｃコンポジット５２からなる厚さ５
ｍｍの耐酸化耐熱カーボン部材５７と構造部材５５と組
み合わせ、Ｎｉ基耐熱合金製の構造部材５５側の合わせ
部に冷却媒体を流す空隙５６を設けたものである。また
第１６Ｂ図に示す耐熱部材は、Ｃ／Ｃコンポジット５２
の裏面に冷却媒体用の空隙５６を設け、表裏両面に実施
例７の２層の耐酸化被膜５１を被覆し、空隙を除く厚さ
が５１１ｍ１の耐酸化耐熱カーボン部材５７と、その裏
面に構造部材５５を合わせたものである。

上記のように空隙を設けた構造の耐熱部材は空隙中に冷
媒を流すことができるので、耐酸化耐熱カーボン部材側
から加熱した場合、高温耐熱材である耐酸化耐熱カーボ
ン部材による断熱作用、及び空隙中を流れる冷媒による
冷却作用により、構造部材の温度低減化を達成できる。

第１７図は第１６Ａ［に示すのと同様の耐熱部材で構成
した燃焼器部品の断面模式図を示す。燃焼器部品は円筒
形でその内筒内部で燃焼を行なう。

従って燃焼器部品内面は高温に曝される。公知の燃焼器
部品は金属材料の構成体の温度を低減化するため圧縮空
気による冷却を行なっている。しかるに、このような方
法では燃焼ガス中に冷却媒体を導入することになり燃焼
ガス温度の低下を招く。

本実施例の構造の燃焼器部品の場合、燃焼ガスと接する
部材として高温強度、高温耐久性に優れた耐酸化耐熱カ
ーボン部材５７を用いるため、燃焼ガスと接する部材表
面にフィルム状の冷却を行なう必要はない。更に耐酸化
耐熱カーボン部材５７とＮｉ基耐熱合金属製の構造部材
５５との間の空隙５６のみに圧縮空気を流すことにより
構造部材を有効に冷却でき、燃焼ガス中に圧縮空気を混
入させることはない。

従って、本実施例の燃焼器部品は従来の構造の燃焼器部
品に比べ燃焼ガスの温度の低下が著しく少なくなる。又
１本実施例の燃焼器部品の構造部材５５として、金属材
料或いはセラミックス材料のいずれをも用いることがで
きる。特に、セラミックス材料を用いた場合、燃焼ガス
の着火或いは消火の際発生する熱衝撃を耐酸化耐熱カー
ボン部材５７が吸収し、セラミックス部材の損傷を防止
するという利点も生じる。

第１８図は第１６Ｂ図に示すのと同様の耐熱部材で構成
したタービン翼の断面模式図を示す。タービン翼は燃焼
ガス中に曝されるため翼外表面は高温に、なる。公知の
タービン翼は金属材料、或いは金属材料にセラミックス
をコーティングした構成体から成るものであり、それら
の構成体の温度を低減化するため圧縮空気による冷却を
行なっている。

その冷却方法はタービン翼内部を中空構造にし、その内
部を冷却し、その後翼の後縁側から冷却空気を燃焼ガス
中に放出する構造、更にタービン翼面に小孔を設け、そ
の小孔から圧縮空気を吹き出し燃焼ガスに曝されるター
ビン翼の外表面にフィルム状の冷却を行なう構造等があ
る。これらの方法はいずれも多量の圧縮空気を必要とす
るためタービン効率の低下を招く。

又、冷却媒体は燃焼ガス中に放出される為、燃焼ガス温
度の低下を招く。本実施例のタービン翼の場合、燃焼ガ
スに曝されるタービン翼の外表面は高温強度、高温耐久
性に優れた耐酸化耐熱カーボン部材５７で構成される構
造であるため、燃焼ガスと接する部材表面にフィルム状
の冷却を行なう必要がない。

耐酸化耐熱カーボン部材５７の断熱作用の為、耐酸化耐
熱カーボン部材５７とＮｉ基耐熱合金製の構造部材５５
との空隙５６に流す冷却空気量も少なくてすむ。従って
、本実施例のタービン翼は従来の構造のタービン翼に比
べ燃焼ガス温度の低下は少なく、冷却空気量を少なくで
きる為、タービン効率の低下も少なくなる。本発明のタ
ービン翼の構造部材として、金属材料或いはセラミック
ス材料のいずれも用いることができる。特に、セラミッ
ク材料を用いた場合、燃焼ガスの着火或いは消火の際発
生する熱衝撃を耐酸化耐熱カーボン部材が吸収し、セラ
ミックス部材の損傷を防止するという利点も生じる。

実施例９ 実施例７と同様のＣ／Ｃ材を基材とし、その表面にＣＶ
Ｄ法により表２中のＢ及びＧのＣＶＤ条件で約５０μｍ
厚さのＳｉＣ被覆層を形成した。

その後、１０−’Ｔｏｒｒの真空中で１６００℃、ｌｈ
の加熱処理を行なった。更に、実施例７と同様のゾル・
ゲル法処理を行なった。本実施例ではこのようにして第
１層を形成した後、実施例３と同様のプラズマ溶射を用
いて、第２層として約５０μｍ厚さのＺｒ０ｚ　−８％
Ｙ　ｚ　Ｏ３被覆層を設けた。

その後、上記の加熱処理を行ない、更に実施例１と同様
のゾル・ゲル法処理でクラック中にＺｒＣ）ｚを充填し
た。このようにして作製した本発明の被覆層は第５図、
第６図と同様の断面組織を有しており、酸化試験、或い
はプラズマ酸化試験の結果、実施例７の本発明の被覆層
とほぼ同等の耐久性が得られた。

実施例１゜ 実施例７と同様のＣ／Ｃ材を基材として、その表面にプ
ラズマ溶射法により、ＹｚＯｓ被覆層を形成した。さの
方法は実施例３と同様でＣ／Ｃ材の表面にＹ２Ｏ３粉末
を溶射し、約１００μｍの厚さの被ｒＩＩ層を形成した
。その後、１０−’Ｔｏｒｒの真空中で１２００℃、ｌ
ｈの加熱処理を行ない、更に、加熱処理で生じた被ｒＩ
Ｉ層中のクラック内にゾル・ゲル法処理でＹ　ｚ　Ｏ、
を充填した。

このようにして形成した本発明の被覆層は第２図とほぼ
同様の組織であり、被覆層中に割れ幅が５〜２０μｍの
クラックが形成されていた。この被覆層を設けた試験片
を用い、実施例７と同様の評価試験を実施した。なお、
試験片あ加熱温度はいずれの試験とも１１００℃とした
。その結果、試験前と比べた重量減少量はいずれの試験
でも１％以下であり、実施例７とほぼ同等の耐久性が得
られた。

実施例１１ 実施例７と同様のＣ／Ｃ材を基材として、その表面にＣ
ＶＤ法で表２中のＢの条件で約３０μｍの厚さのＳｉＣ
被覆層を設けた＊　Ｓ　ｉＣ被覆層は基材との熱膨張差
により、その表面に亀甲状のクラックが形成され、その
クラックの割れ幅は５〜１０μｍであった。

次に、第１９図に示すＣＶＩ装置を用い上記クラック中
にＳｉＣを形成した。図において、基板１３４を高周波
電源１３１に接続された高周波コイル１３０をそなえた
処理室に設置する。ＣＶＤガス供給系１３２よりガスを
供給し、高周波コイルで加熱された基材上にＳｉＣ被覆
を形成する。

バルブ１３８を介して圧力ｍ整置１３９及び排気系１３
７により、処理室の圧力を変動させる。ＣＶＩの条件は
、基材１３４の温度１４００℃で、約１〜３秒間隔で処
理室内の圧力を７６０Ｔｏｒｒφ２０丁ｏｒｒに変動さ
せて実施した。その結果、約１時間の処理で、上記のク
ラック中にＳｉＣがほぼ充填することができた。

しかる後、その表面にＣＶＤ法でＴｉＮを形威した。形
成条件はＣＶＤガスとしてＴ１Ｃｆ１ａとＮ２を用い、
基材温度１１００℃で、約２時間の処理で約３０μｍの
厚さのＴｉＮ被覆層を形威した。その後、１０″″２Ｉ
Ｔｏｒｒの真空中で１６００℃。

１ｈの加熱処理を行ない、ＴｉＮ被覆層中に割れ幅５〜
１５μｍのクラックを形威した。更に、上記のＣＶ工装
置を用いて、ＴｉＮ被覆層のクラック中にＳｉＣを充填
する処理を実施した。その結果得られた本発明の被覆層
は第１図とほぼ類似した組織が得られた。

このようにして作製した本発明の被覆層の耐久性評価と
して第１４図に示す装置を用いてＨ２プラズマアークを
形威し、その中で加熱する方法を実施した。加熱温度は
１６００℃で、加熱時間は１０分間の加熱、１０分間の
冷却を２０回繰り返した。このようなＨ２プラズマ中で
の耐久性試験は高温のＨ２プラズマにさらされる核融合
炉の耐熱炉壁材を模擬したものである。

なお、本実施例では、比較材として第５表に示す各種の
試験片（Ｔ−１０２〜Ｔ−１０４）も試験した。第６表
は試験結果を示す、評価は試験前との重量変化を調べ重
量減少量で行なった。

第６表 本発明の被覆層（Ｔ−１０１）はほとんど重量変化は認
められなかったが、比較材（Ｔ−１０２〜Ｔ−１０４）
は数％の重量減少が生じていた。

試験後の断面ｉｌｔ祭の結果、比較材では基材の一部が
Ｈｚプラズマとの反応により損傷している部分が認めら
れた。

一方、本発明の被覆層を設けた試験片は健全で何ら損傷
は認められなかった。第２０図は上記の厚さ１０ｍ＋＋
のＣ／Ｃ材６２の片側表面に上記の本発明の被覆Ｎ６１
を設けた環境遮断特性に優れたＣ／Ｃ材６６を用いた核
融合炉用プラズマ生成室の構成体の一部の断面図を示す
。Ｃ／Ｃ材６６を設けた面が高温プラズマに曝され、Ｃ
／Ｃ材はＣｕとＣの複合材から成る中間構造体６３を介
してプラズマ生成室本体を構成するＣｕ製の構造部材６
４と接合した構造である。構造部材６４の内部には水冷
を行なう為の空隙通路６５を設け、高温プラズマからの
入熱を冷却水で冷却する構造である。

第２０図に示す核融合炉用プラズマ生成室の構成体は、
特に高温状態で水素プラズマに曝されるため、水素プラ
ズマとＣ／Ｃ材を構成するカーボンとの反応が生じ、Ｃ
／Ｃ材の消耗が著しくなる。

このようなＣ／Ｃ材の消耗により、中間構造体或いは本
体構造体が露出した場合、それらの構造体の損傷はその
融点が低い為、更に著しくなり構成体自体の役割を失な
ってしまう。第２０図に示した核融合炉用プラズマ生成
室の構成体のモデルゼクメントを作製し、第１４図に示
す試験装置を用い、水素プラズマ中で耐久性の評価試験
を実施した。Ｃ／Ｃ材６６の表面温度は１４００℃で、
Ｃｕ製の構造部材６４の温度は３５０℃である。

加熱時間１０分間、冷却時間１０分間の繰り返しを２０
回実施した結果、水素プラズマに曝されたＣ／Ｃ材６６
に何ら損傷は認められず、核融合炉用プラズマ生成室の
構成体は健全であった。

実施例１２ 実施例７と同様のＣ／Ｃ材を基材として、その表面にＣ
ＶＤ法で表２中のＢの条件で約３０μｍの厚さのＳｉＣ
を設けた。しかる後、実施例１゜と同様にＣＶＩ法でＳ
ｉＣ被覆層中のクラック中にＳｉＣを充填した。その表
面に、実施例工０と同様にＴｉＮ被覆層を約５μｍ形成
した。そして、その表面に上記の方法と同様に約３０μ
ｍのＳｉＣ被覆層を設け、更にＣＶＩ法でクラック中に
ＳｉＣを充填した。このようにして作製した本発明の被
覆層は第７図の断面模式図とほぼ同様の組織であり、３
層構造の中間層であるＴｉＮ被覆層にはクラックはほと
んど認められなかった。又、実施例１１と同様の耐久性
試験を実施した結果、重量減少量はわずかで実施例１１
とほぼ同程度にすぎなかった。

実施例１３ ステンレス鋼（ＳＵＳ３０４）を基材として、実施例３
と同様のプラズマ溶射法でＡＱｚＯ，被覆層を形成した
。なお、Ａｌ２ｚＯ，被覆層と基材との間には約５０μ
ｍの厚さのＮｉ−Ｃｒ合金層を設けた。その形成条件は
実施例３の合金層の形成条件と同様である。その表面に
約５０μｍの厚さのＡＱｚＯ，被覆層を設けた。その形
成条件はＡ　Ｑ　２ｏ。

粉末を用い、プラズマ出力５０ｋＷでＡｒＨｚプラズマ
で溶射した。しかる後、１０−’Ｔｏｒｒの真空中で９
５０℃、ｌｈの加熱処理を行なった。その結果、Ａ　（
ｌ　ｚｏ、被覆層にクラックの割れ幅が１０〜２０μｍ
の亀甲状クラックが形成することができた。

次に、ゾル・ゲル法を用い、クラック中にＡＱｚＯ，を
充填した。その処理は真空含浸、加熱処理（１０”−’
Ｔｏｒｒ真空中で９００℃、０．５ｈ　加熱）をそれぞ
れ５回繰り返す処理を行なった。その後、その表面に再
度、上記の条件で約５０ＡＬｍのＡＱｚＯ，被覆層を形
成し、加熱処理、更にゾル・ゲル法処理を行なった。こ
のようにして作製した本発明の被覆層は第２図の被覆層
を多層化したものと類似した組織であった。

このような被覆層の耐久性試験は第２１図に示す溶融塩
中絶縁試験装置を用いて行なった。図において、被覆層
４０を有する基材４１を電極治具４２ではさみ、その空
間に溶融塩４３を封入し、ヒータ４４で加熱する。電極
治具４２と基板４１との間のもれ電流を回路４５で測定
する。溶融塩は約６５０℃の３８％ＫｚＣＯｓ＋６２％
ＬｉｚＣ０３であり、本発明の被覆層を設けた試験片は
この溶融塩中にさらされている。又、試験片の温度は約
６５０℃で、試験片と支持ケース（ＳＵＳ３０４製）と
の間の絶縁性を調べた。このような耐久性評価は溶融塩
を用いた燃料電池の絶縁板を模擬したものである。なお
、比較の為、Ｎｉ−Ｃｒ合金層の上に約１００μｍのＡ
　Ｑ　ｚ○３被覆層を設けた試験片をも作製した。この
場合、加熱処理、ゾル・ゲル法処理は行なっていない。

試験は約５時間の加熱保持、その後、室温まで冷却する
のを１０回繰り返した。

第２２図はその結果を示す。第２２図中白点の本発明の
被覆層を設けた試験片は１０回の繰り返し後、絶縁特性
の変化はほとんど認められなかった。一方、比較材は２
回目以降、絶縁特性の低下が生じ、６回目以降では測定
が困難となった。試験後の断面ｗｔ察の結果、本発明の
被覆層は何ら損傷は認められなかったが、比較材は被覆
層がはく離した。

このように、被覆層と基材の熱膨張の差による熱応力に
よって生じる被覆層の損傷（クラック）にＡＱｘＯ，を
充填している為、溶融塩の浸透が生じない。一方、比較
材はクラックを通じて溶融塩の浸透が生じ、その結果、
絶縁特性の低下を招き。

更に被覆層と合金層の境界の腐食による密着力の低下に
より被覆層のはく離に至ったと考えられる。

このように本発明の被覆層は溶融塩等の環境中でも優れ
た絶縁特性を維持できる。

〔発明の効果〕

本発明によれば高温の腐食環境下で使用される耐熱部材
の腐食を長期間に亘って防止する効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図〜第７図は本発明の被覆層を有した部材の断面模
式図、第８図は本発明の被覆層のクラック内部の環境遮
断材の充填状態の模式図、第９図はガスタービン部品の
高温腐食模擬試験装置の略図、第１０図、第１１図は本
発明の被覆層を設けたガスタービン静翼及び動翼の斜視
図、第１２図は本発明の被覆層を設けた燃焼器の断面図
、第１３図は高温酸化試験装置の略図、第１４図は高温
プラズマ中耐久性試験装置の略図、第１５図。 第１６図Ａ、第１６図Ｂは金属材料或いはセラミックス
材料を本体とする環境遮断部材の断面図、第１７図、第
１８図は本発明の環境遮断部材を用いたガスタービン部
品の斜視図、第１９図はＣＶＩ装置の略図、第２０図は
本発明の環境遮断部材を用いた核融合炉用プラズマ生成
室構成体の断面図、第２１図は溶融塩中耐久性試験装置
の断面図を示す。第２２図は溶融塩中耐久性試験結果を
示すグラフである。 １・・・被覆層、２・・・基材、３・・・環境遮断材を
充填した被覆層クラック、４・・・環境遮断材、１０・
・・翼面、１１・・・下部ガスパス、１２・・・上部ガ
スパス、１３・・・被覆層、１４・・・燃焼器本体、１
５・・・ロウ材、１６・・・冷却空隙、２０・・・プラ
ズマ発生ガン、２１・・・プラズマ、２２・・・試験片
、２３・・・保持治具、２４・・・冷却用ノズル、２５
・・・冷却水供給系、２６・・・塩水噴霧ノズル、２７
・・・塩水供給系、３０・・・高周波コイル、３１・・
・高周波電源、３２・・・ガス供給系、３３・・・プラ
ズマ、３４・・・試験片、３５・・・保持治具、３６・
・・チェンバー　３７・・・排気系、３８・・・バルブ
、３９・・・圧力調整用チェンバー、４０・・・被覆層
、４１・・・基材、４２・・・電極治具、４３・・・溶
融塩、４４・・・ヒータ、５１・・・被覆層、５２・・
・Ｃ／Ｃ材、５３・・・断熱材、５４・・・金属材料、
５５・・・構造部材、５６・・・空隙、５７・・・耐酸
化耐熱カーボン部材、６１・・・被覆層、６２・・・Ｃ
／Ｃ材、６３・・・中間構造体、６４・・・構造体、６
５・・・冷却用空隙通路、第 図 第 図 第 図 第 図 第 図 第 図 第 ７ 図 第 図 第 図 第 １０図 第１２ 図 第１１ 図 第１３ 図 第１４ 図 第１５ 図 第 １６Ａ図 第１６Ｂ図 第１７ 図 ５ 第 １９図 第１８ 図 第 ０ 図

Claims (12)

【特許請求の範囲】
1. １．高温に曝される部分が、耐熱材料からなる基体上に
   形成された環境遮断用耐火性被覆層を有する環境遮断用
   耐熱壁を備えた地上機器において、予め該被覆層をその
   形成温度よりも高い温度に曝して該被覆層と該基体との
   熱膨張の差によつて被覆層中に生成した割れ及びその割
   れ内部に充填された耐火性充填物を有する環境遮断用耐
   熱壁を備えたことを特徴とする地上機器。
2. ２．上記環境遮断用耐熱壁と該基体との間に結合中間層
   を設けたことを特徴とする請求項１記載の地上機器。
3. ３．上記基体がカーボン繊維とカーボン粉との焼結体か
   らなる複合体で、上記被覆層及び充填材が炭化物，窒化
   物，酸化物のいずれか一つもしくはそれらの組み合せか
   らなることを特徴とする請求項１記載の地上機器。
4. ４．高温に曝される部分が、金属材料からなる基体上に
   形成された環境遮断用耐火性被覆層を有する環境遮断用
   耐熱壁を備えた地上機器において、予め該被覆層をその
   形成温度よりも高い温度に曝して該被覆層と該基体との
   熱膨張の差によつて該被覆層中に生成した割れ及びその
   割れ内に充填された耐火性充填物を有する環境遮断用耐
   熱壁を複数層備えたことを特徴とする地上機器。
5. ５．上記環境遮断用耐熱壁と該基体との間に中間結合層
   を設けたことを特徴とする請求項２記載の地上機器。
6. ６．上記被覆層及び充填材が炭化物，窒化物，酸化物の
   いずれか一つもしくはそれらの組み合せからなることを
   特徴とする請求項４記載の地上機器。
7. ７．高温プラズマに曝される部分が、耐熱材料からなる
   基体に形成された環境遮断用耐火性被覆層を有する環境
   遮断用耐熱壁を備えた地上機器において、予め該被覆層
   をその形成温度よりも高い温度に曝して該被覆層と該基
   体との熱膨張の差によつて被覆層中に生成した割れ及び
   その割れ内に充填された耐火性充填物からなる環境遮断
   用耐熱壁を複数層備えたことを特徴とする地上機器。
8. ８．該基体がカーボン繊維とカーボン粉との焼結体から
   なる基体が高温燃焼ガスに曝されるガスタービンの一部
   を構成することを特徴とする請求項７記載の環境遮断用
   耐熱璧を備えた地上機器。
9. ９．プラズマ状態のガスと近接する部分が、耐熱性基体
   とプラズマ状態のガスとの反応を遮断する耐火性被覆層
   とで構成された炉壁を有する核融合炉において、運転に
   入る前に該被覆層がその形成温度よりも高い温度に曝さ
   れて該被覆層と該基体との熱膨張の差によつて該被覆層
   中に生成した割れ及びその割れ内部に充填された耐火性
   充填物を有することを特徴とする核融合炉。
10. １０．該基体がカーボン繊維とカーボ粉とンの焼結体と
    金属材料との積層構造からなり、前記プラズマに接する
    側のいずれかに冷却媒体用空隙を設けた請求項９記載の
    核融合炉。
11. １１．高温に曝される部分が、耐熱材料からなる基体上
    に形成された環境遮断用耐火性被覆層を有する環境遮断
    用耐熱壁を備えた地上機器において、予め該被覆層を該
    機器の運転温度よりも高い温度に曝して該被覆層と該基
    体との熱膨張の差によつて被覆層中に生成した割れ及び
    その割れ内部に充填された耐火性充填物を有する地上機
    器用環境遮断用耐熱壁。
12. １２．上記基体がカーボン繊維とカーボン粉との焼結体
    からなる複合体で、上記被覆層及び充填材が炭化物，窒
    化物，酸化物のいずれか一つもしくはそれらの組み合せ
    からなることを特徴とする請求項１１記載の環境遮断用
    耐熱壁。