Preparation and high temperature thermal conductivity of UO2/SiC fully ceramic microencapsulated pellets
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摘要:
利用自研磨球化包覆和放电等离子烧结技术，通过调控升温速率、温度、压力、SiC添加量等参数，制备了一系列UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块。在金相显微镜和扫描电子显微镜下观察了芯块的物相组成与结构特征，并通过激光热导仪获得了芯块从室温到
1200 ℃的热导率数据，讨论了不同工艺参数对芯块组织及热导率的影响。结果表明，UO2@SiC复合包覆颗粒具有良好的球形度和包覆效果，UO2/SiC复合芯块中SiC基体呈现三维连通的网状结构特征。烧结压力对芯块中UO2颗粒的结构完整性影响较大，烧结温度对SiC基体的形貌、相对密度等影响较大。相对密度低于95%时，烧结温度对热导率的影响更大；相对密度高于95%时，SiC添加比例对热导率影响更大。所制备燃料芯块的热导率相比纯UO2提升最高达到256.6%。Abstract:A series of UO2/SiC composite fully ceramic microencapsulated (FCM) pellets were prepared by self-grinding spheroidization coating and spark plasma sintering. The parameters, such as heating rate, sintering temperature, sintering pressure, and SiC content, were regulated. The phase composition and structural characteristics of the pellets were observed by metallographic microscopy and scanning electron microscopy. The thermal conductivity (TC) of the pellets from room temperature to
1200 ℃ was obtained by laser thermal conductivity meter. The effects of process parameters on the microstructure and TC of the pellets were discussed. The results indicate that, the UO2@SiC composite particles are nearly spherical and well coated. The SiC matrix in UO2/SiC composite pellets exhibits a three-dimensional interconnected network structure. The sintering pressure has a significant influence on the structural integrity of UO2 particles in the pellets. The sintering temperature has a significant influence on the morphology and relative density of the SiC matrix. When the relative density is lower than 95%, the sintering temperature has a greater effect on the TC of the fuel pellets; when the relative density is higher than 95%, the SiC content has a greater impact on the TC. The TC of the FCM pellets prepared in this study is increased by up to 256.6% compared with the pure UO2. -
电容器级钽丝是用于制作钽电解电容器的阳极引线，其优点是钽丝的表面氧化膜介电常数大，可靠性高。电容器级钽丝是以钽粉为原料，利用粉末冶金方法烧结成钽条后，再经轧制、拉拔等金属塑性加工手段制成的，其重要性能指标包括抗拉强度、直线度、化学成分组成和漏电流等。近几年，随着钽电解电容器向小型化和耐高压方向发展，钽丝的生产工艺也在不断完善和更新；在稳定力学性能、化学成分和电性能的前提下，要提高钽丝的直线度，保证电容器成形过程中钽丝不弯曲，从而提高电容器的可靠性[1]。
众所周知，在拉拔过程中，随着加工量的增加，不论是钽丝还是其他材料的线材都会因为抵抗变形而产生大量的残余应力，导致线材的直线度变差。钽电解电容器对其阳极引线—钽丝的直线度要求很高，所以需要通过一种矫直的方法来均匀或消除这种残余应力。目前，在硬态钽丝的生产中采用拉弯矫直的原理[2]，依靠矫直机两辊(中间内凹，双曲线辊)的角度变化对钽丝进行反复弯曲，使钽丝的残余应力均匀的分布在钽丝内部组织中，从而达到矫直的目的。常用的矫直方法还有热应力矫直方法，即通过连续走线的方式，将钽丝置于高温环境中，利用再结晶消除钽丝内部的残余应力[3]。钽丝之所以弯曲，是因为在拉拔过程中受到拉应力和压应力，两种力的作用大小不一而形成的；热应力矫直法是在放线张力和高温的作用下，消除钽丝中原有的拉应力和压应力，使弯曲的钽丝完全变直的过程。矫直后的钽丝在放线张力下绕在一定曲率半径的绕线盘上，绕线盘的曲率半径对钽丝的直线度影响很大，尤其对退火态钽丝的直线度影响更大。采用高温连续走线退火方法生产钽丝，钽丝微观组织细小、均匀，是生产高性能和直线度良好电容器级钽丝的有效工艺。本文通过优化连续退火工艺和矫直收线工艺来改善钽丝的直线度，从而提高钽丝的适用性。
1. 原料钽粉对钽丝直线度的影响
根据用户对钽丝耐高温性能要求的不同，以掺杂或非掺杂钽粉为原料，采用粉末冶金法生产具有耐高温性能的钽丝。在钽粉中掺杂可提高钽丝再结晶退火温度，细化钽丝晶粒度，提高钽丝强度，增加钽丝的抗变形能力[4]。
1.1 钽丝再结晶程度对直线度的影响
不同直线度的非掺杂钽丝(直径为0.8 mm)再结晶组织如图 1和图 2所示。从再结晶钽丝的晶粒度分析，直线度好的钽丝晶粒细小，没有出现晶粒长大的情况，说明退火不完全，没有将金属内部的残余应力完全消除。由于晶粒之间存在一定的变形抗力，在1800 ℃高温条件下退火，钽丝内部晶粒出现再结晶，晶粒明显细化且很均匀，说明晶粒之间存在的变形应力被完全消除，钽丝的直线度较好，退火后钽丝产品的抗拉强度较小。
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图 1 直线度为4/100钽丝晶粒度Figure 1. Grain size of the tantalum wire with the straightness of 4/100![]()
图 2 直线度为0.4/100钽丝晶粒度Figure 2. Grain size of the tantalum wire with the straightness of 0.4/1001.2 原料钽粉掺杂和非掺杂对钽丝直线度的影响
采用掺杂(钇、硅)[5]钽粉制备钽丝，可在钽丝高温退火过程中细化钽丝组织晶粒度，起到细晶韧化、固溶强化和弥散强化的作用[6]，使钽丝具有更好的室温力学性能、漏电流、烧结折丝及抗氧脆性性能，因此在生产耐高温有机电容器中被普遍使用。在原料钽粉中掺杂钇制备钽丝，研究钽丝在高温退火后的直线度。
图 3和图 4所示为掺杂钇元素和非掺杂钽丝的显微组织晶粒度。由图可知，在相同退火条件下，掺杂钽丝的晶粒细小、均匀，非掺杂钽丝的晶粒粗大、不均匀。这表明掺杂钽丝的结晶程度不如非掺杂钽丝，这是因为钽丝中掺杂的钇元素均匀镶嵌在钽晶界上，抑制了钽晶粒的长大和回复，无法将残留在晶界上的残余应力消除干净[7]。为了完全消除掺杂钽丝中的残余应力，建议将高温连续退火温度控制在1650~1900 ℃，走线速度控制在10~40 m·min-1。晶界上的钇元素含量随着温度的升高逐渐降低，金属的抗拉强度也会逐渐降低，从而达到回复的目的。掺杂后的钽丝经过高温退火能有效提高其再结晶度，使退火后钽丝的直线度得到显著改善。
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图 3 0.8 mm掺杂钇元素钽丝的晶粒度Figure 3. Grain size of the tantalum wire doping by yttrium element in the diameter of 0.8 mm![]()
图 4 0.8 mm非掺杂钽丝的晶粒度Figure 4. Grain size of the tantalum wire without doping in the diameter of 0.8 mm在相同退火条件下，掺杂和非掺杂钽丝的直线度如表 1所示。由表可知，在高温连续退火后，掺杂和非掺杂钽丝直线度的标准偏差分别为0.24和0.23，没有明显差异；经精绕密排后，掺杂钽丝直线度的标准偏差为0.16，非掺杂钽丝直线度的标准偏差为0.36，掺杂钽丝直线度的变化比非掺杂钽丝要小的多，其稳定性好。在相同退火条件下，虽然掺杂钽丝的再结晶过程已经形成，但晶粒大小远不及非掺杂钽丝晶粒的粗大，因此晶粒与晶界之间的应力相应也较大，相对抵制塑性变形的能力也较大。因此，在精绕密排过程中，掺杂钽丝即便发生一定的塑性变形，也没有非掺杂钽丝那么明显，掺杂钽丝的直线度明显好于非掺杂钽丝[8]。为满足轧制片式钽电解电容器阳极引线的要求，阳极引线优先选用掺杂的钽丝。
表 1 掺杂和非掺杂钽丝(0.8 mm)直线度Table 1. Straightness of the tantalum wires (0.8 mm) with and without doping次数 掺杂钽丝直线度，x/100 非掺杂钽丝直线度，x/100 连续退火后 产品精绕密排 连续退火后 产品精绕密排 第一次 0.80/100 1.70/100 0.80/100 2.80/100 第二次 1.00/100 1.70/100 1.00/100 2.40/100 第三次 1.40/100 1.50/100 1.20/100 3.10/100 第四次 0.80/100 1.30/100 0.80/100 2.20/100 第五次 0.80/100 1.50/100 0.60/100 2.40/100 第六次 0.80/100 1.40/100 0.60/100 2.20/100 均值 0.93/100 1.52/100 0.83/100 2.52/100 标准差 0.24/100 0.16/100 0.23/100 0.36/100 2. 高温退火工艺对钽丝直线度的影响
2.1 钽丝高温退火前的直线度对退火后钽丝直线度的影响
选用同批次ϕ0.6 mm掺杂钽丝。在高温连续退火前，对部分钽丝进行矫直，对另外一部分钽丝未进行矫直，两种钽丝经高温退火后直线度的对比试验结果如表 2所示[9]。从表 2可以看出，退火前钽丝的直线度对退火后钽丝的直线度有显著影响，这是因为走线式连续退火不可能将钽丝的残余内应力完全消除，退火后钽丝发生的塑性变形是不完全的，丝材弯曲一侧的压应力和另一侧的拉应力没有被完全消除[10]。在高温退火前对钽丝进行一次热应力矫直过程，均衡了弯曲两侧的拉应力和压应力，使得丝材的直线度变得均匀可控。
表 2 退火前钽丝直线度对退火后钽丝直线度的影响Table 2. Effect of the tantalum wire straightening before annealing on the tantalum wire straightening after annealing工艺 钽丝直线度，x/100 退火前矫直 退火前未矫直 退火前 3.00/100 6.00/100 退火后 2.00/100 3.50/100 均值 2.50/100 4.75/100 标准差 0.71/100 1.77/100 2.2 走线式连续退火的放线张力对钽丝直线度的影响
选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，在高温连续退火过程中(温度1650~1900 ℃，走线速度10~40 m·min-1)，采用不同放线张力(0.5 kg和0.9kg)进行试验，退火后钽丝的直线度如图 5所示。由图可知，随着张力的增大，退火后钽丝的直线度在逐渐变好，由原来最大5.0/100变为最小0.8/100。这是因为钽丝在连续走线式退火过程中，张力的增大给直线度差的钽丝一个拉应力和一个压应力，这种拉应力、压应力越大，在高温再结晶回复越明显[11]。但是这种拉应力、压应力不可能无限制增加，在钽丝不发生塑性变形的前提下，可以提高拉应力、压应力，否则钽丝在高温下极易发生塑性变形[12]，从而在宏观上表现为钽丝变细。通过试验发现，当钽丝直径大于ϕ0.6 mm时，张力增加到0.9 kg对钽丝直径影响不大。
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图 5 退火放线张力对钽丝直线度的影响Figure 5. Effect of the payoff tension on the straightness of tantalum wire during annealing2.3 连续退火出炉口定位轮直径对退火后钽丝直线度的影响
走线式连续退火炉因为是连续走线，钽丝在出炉口时温度很高，在出炉后经过出炉口定位轮时，由于走线方向发生一定角度的转向，此时定位轮会给钽丝施加一定的外力(F外，如式(1)所示)，这种外力极易让钽丝发生塑性变形，从而影响钽丝直线度。为了减少这种外力，唯一可以改变的是增大定位轮的直径。由向心力公式(式(2))可知，增加定位轮直径，可以减小定位轮转动产生的向心力(F向)[13]。
$$ F_{\text {外 }}=F_{\text {向 }} $$ (1) $$ F_{\text {向 }}=M v^{2} / R $$ (2) 式中：F外为定位轮给钽丝施加的外力；F向为定位轮转动产生的向心力；R为定位轮直径；M为定位轮质量；v为定位轮转速。
选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，通过将连续退火出炉口定位轮直径由原来的220 mm增加到300 mm，在速度v不变的情况下，减少外力F外的方法进行试验，改进钽丝的直线度，结果如表 3所示。从表可知，经过增加连续退火出炉口定位轮直径后，钽丝的直线度得到明显改善。
表 3 续退火出炉口定位轮直径对退火后钽丝直线度的影响Table 3. Effect of the wheel diameter of tap hole on the straightness of tantalum wire after annealing导轮直径/ mm 钽丝直线度，x/100 220 2.4/100 300 0.8/100 3. 钽丝精绕密排中收线盘直径的大小对钽丝直线度的影响
通常钽丝经过高温退火后，收线排列比较松散，需要对钽丝进行精绕密排，防止钽丝发生松丝、乱丝的现象，在存储、搬运和使用过程中影响钽丝的直线度。选用同批次ϕ0.8 mm掺杂钽丝，采用直径不同的收线盘进行精绕密排试验，在相同的精绕密排工艺条件下，钽丝的直线度如表 4所示。从表 4可以看出，对于密排前直线度相同的钽丝，在相同的精绕密排工艺条件下，密排到直径不同的收线盘上，测试出的钽丝直线度有明显的差距，随着收线盘直径的增大，其直线度变好。通常钽丝的精绕密排过程是需要一定的张力，这种张力情况与前面提到的退火收线一样，对钽丝也会造成一定的塑性变形，塑性变形在弹性变形范围之内发生，一定程度上会有回复，但塑性变形发生在弹性变形范围之外，就会产生永久性变形，从而影响钽丝的直线度。
表 4 矫直收线盘直径的大小对钽丝直线度的影响Table 4. Effect of the straightening coil diameter on the straightness of tantalum wire精绕收线盘直径/ mm 钽丝直线度，x/100 密排前 密排后 230 1.2/100 2.4/100 300 1.2/100 1.3/100 4. 结论
(1) 通过高温连续退火，掺杂钽丝的晶粒比非掺杂钽丝晶粒小且更加均匀，晶粒与晶界之间的应力也相应较大，抵制塑性变形的能力也较大，掺杂钽丝的直线度明显好于非掺杂钽丝。为满足轧制片式钽电解电容器阳极引线的要求，阳极引线优先选用掺杂的钽丝。
(2) 钽丝退火前的直线度极大影响着退火后产品的直线度，因此在退火前必须进行去应力矫直过程。
(3) 走线式连续退火的放线张力对钽丝直线度有一定的影响，张力越大，直线度越好，但不能无限增加，否则钽丝直径会发生变化。
(4) 连续退火出炉口定位轮直径越大，钽丝的直线度越好；矫直收线盘的直径越大，钽丝的直线度越好。
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图 1 颗粒显微组织和粒度分布：（a）UO2球化颗粒宏观形貌；（b）包覆30%SiC纳米混合颗粒的UO2@SiC复合颗粒宏观形貌；（c）UO2@SiC复合颗粒金相组织；（d）UO2@SiC复合颗粒金相组织；（e）UO2球化颗粒水平方向粒径分布；（f）UO2球化颗粒垂直方向粒径分布
Figure 1. Microstructure and particle size distribution of the particles: (a) macroscopic feature of UO2 particles; (b) macroscopic feature of UO2@SiC composite particles with 30%SiC coating layers; (c) metallographic structure of UO2@SiC composite particles; (d) metallographic structure of UO2@SiC composite particles; (e) particle size distribution of UO2 particles in the horizontal direction; (f) particle size distribution of UO2 particles in the vertical direction
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图 2 不同烧结压力制备的UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块金相组织：（a）～（c）80 MPa；（d）～（f）40 MPa
Figure 2. Metallographic structure of the UO2/SiC composite FCM fuel pellets prepared under different sintering pressures: (a)~(c) 80 MPa; (d)~(f) 40 MPa
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图 3 不同烧结温度制备的UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块显微形貌：（a）～（c）
1500 ℃；（d）～（f）1600 ℃；（g）～（i）1700 ℃；（j）～（l）1800 ℃Figure 3. SEM images of the UO2/SiC composite FCM fuel pellets prepared at different sintering temperatures: (a)~(c)
1500 ℃; (d)~(f)1600 ℃; (g)~(i)1700 ℃; (j)~(l)1800 ℃![]()
图 4 UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块样品中夹杂物能谱分析
Figure 4. EDS analysis of the inclusions in the UO2/SiC composite FCM fuel pellet samples
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图 5 UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块热导率随温度变化曲线：（a）UO2-30SiC-12%ZJ，升温速率400 ℃/min，烧结温度
1500 ～1800 ℃；（b）UO2-30SiC-12%ZJ，升温速率100 ℃/min，烧结温度1500 ～1750 ℃；（c）UO2-30SiC-12%ZJh和UO2-50SiC-12%ZJ，升温速率400 ℃/min，烧结温度1750 ～1800 ℃Figure 5. Thermal conductivity of the UO2/SiC composite FCM fuel pellets varies with temperature: (a) UO2-30SiC-12%ZJ, heating rate 400 ℃/min, sintering temperature
1500 ~1800 ℃; (b) UO2-30SiC-12%ZJ, heating rate 100 ℃/min, sintering temperature1500 ~1750 ℃; (c) UO2-30SiC-12%ZJ and UO2-50SiC-12%ZJ, heating rate 400 ℃/min, sintering temperature1750 ~1800 ℃表 1 实验中使用的原材料信息
Table 1 Details of the raw materials used in the experiment
原料名称 原料规格 UO2 贫化铀，氧铀比2.02～2.18，平均粒径8 μm，
纯度大于99.00%草酸铵 分子式：C2H8N2O4，纯度大于99.00% 阿克蜡 分子式H35C17COHNC2H4NHCOC17H35，又名Acrawax，纯度大于99.00% SiC β-SiC，平均粒径20 nm，纯度大于99.90% Al2O3 平均粒径50 nm，纯度大于99.99% Y2O3 平均粒径40 nm，纯度大于99.99% 
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表 2 UO2/SiC复合全陶瓷微密封燃料芯块的制备工艺及相对密度
Table 2 Preparation process and relative density of the FCM fuel pellets
成分配比 烧结升温速率 /
(℃·min−1)烧结压力 / MPa 最高烧结温度 / ℃ 保温时间 / min 相对密度 / % UO2+30%SiC（12%烧结助剂）
代号：UO2-30SiC-12%ZJ400 40 1500 10 88.44 400 40 1600 10 92.23 400 40 1700 10 94.10 400 40 1750 10 97.11 400 40 1800 10 98.95 100 40 1500 10 89.12 100 40 1600 10 92.38 100 40 1700 10 94.81 100 40 1750 10 97.64 100 80 1700 10 95.76 UO2+50%SiC（12%烧结助剂）
代号：UO2-50SiC-12%ZJ400 40 1750 10 96.96 400 40 1800 10 98.67
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[1] 高瑞, 杨振亮, 李冰清, 等. 二氧化铀基事故容错燃料芯块研究进展. 中国材料进展, 2019, 38(1): 58 DOI: 10.7502/j.issn.1674-3962.2019.01.07 Gao R, Yang Z L, Li B Q, et al. Research progress of uranium dioxide based accident tolerant fuel. Mater China, 2019, 38(1): 58 DOI: 10.7502/j.issn.1674-3962.2019.01.07
[2] 张翔, 潘小强, 陆永洪, 等. 耐事故燃料芯块的制备方法与研究进展. 粉末冶金技术, 2022, 40(4): 334 Zhang X, Pan X Q, Lu Y H, et al. Preparation and research progress of accident tolerant fuel pellets. Powder Metall Technol, 2022, 40(4): 334
[3] Yang Z, Li B, Zhang P, et al. Microstructure and thermal physical properties of SiC matrix microencapsulated composites at temperature up to 1900 ℃. Ceram Int, 2020, 46(4): 5159 DOI: 10.1016/j.ceramint.2019.10.260
[4] Terrani K A, Kiggans J O, Katoh Y, et al. Fabrication and characterization of fully ceramic microencapsulated fuels. J Nucl Mater, 2012, 426(1): 268
[5] Chun J H, Lim S W, Chung B D, et al. Safety evaluation of accident-tolerant FCM fueled core with SiC-coated zircalloy cladding for design-basis-accidents and beyond DBAs. Nucl Eng Des, 2015, 289: 287 DOI: 10.1016/j.nucengdes.2015.04.021
[6] Shapiro R A, Fratoni M. Assembly design of pressurized water reactors with fully ceramic microencapsulated fuel. Nucl Technol, 2016, 194: 15 DOI: 10.13182/NT15-97
[7] 秦雪, 李满仓, 廖鸿宽, 等. 基于FCM燃料的商业压水堆中子学分析. 核技术, 2020, 43(8): 47 DOI: 10.11889/j.0253-3219.2020.hjs.43.080007 Qin X, Li M C, Liao H K, et al. Neutronics analysis of commercial pressurized water reactor loaded with FCM fuel. Nucl Tech, 2020, 43(8): 47 DOI: 10.11889/j.0253-3219.2020.hjs.43.080007
[8] Al-Zahrani Y A, Mehboob K, Mohamad D, et al. Neutronic performance of fully ceramic microencapsulated of uranium oxycarbide and uranium nitride composite fuel in SMR. Ann Nucl Energy, 2021, 155: 108152 DOI: 10.1016/j.anucene.2021.108152
[9] 尹邦跃, 吴学志, 屈哲昊, 等. 亚化学计量UO2− x燃料芯块的制备机理. 原子能科学技术, 2011, 45(2): 206 DOI: 10.7538/yzk.2011.45.02.0206 Yin B Y, Wu X Z, Qu Z H, et al. Fabrication mechanisms of hypostichiometric UO2− x fuel pellets. At Energy Sci Technol, 2011, 45(2): 206 DOI: 10.7538/yzk.2011.45.02.0206
[10] Engberg C J, Zehms E H. Thermal expansion of Al2O3, BeO, MgO, B4C, SiC, and TiC above 1000 ℃. J Am Ceram Soc, 1959, 42(6): 300 DOI: 10.1111/j.1151-2916.1959.tb12958.x
[11] Fink J K. Thermophysical properties of uranium dioxide. J Nucl Mater, 2000, 279(1): 1 DOI: 10.1016/S0022-3115(99)00273-1
[12] Silva C M, Katoh Y, Voit S L, et al. Chemical reactivity of CVC and CVD SiC with UO2 at high temperatures. J Nucl Mater, 2015, 460: 52 DOI: 10.1016/j.jnucmat.2015.02.002
[13] Braun J, Guéneau C, Alpettaz T, et al. Chemical compatibility between UO2 fuel and SiC cladding for LWRs. Application to ATF (Accident-Tolerant Fuels). J Nucl Mater, 2017, 487: 380
[14] Dell R M, Wheeler V J, McIver E J. Oxidation of uranium mononitride and uranium monocarbide. Trans Faraday Soc, 1966, 62: 3591 DOI: 10.1039/tf9666203591
[15] Paljević M, Despotović Z. Oxidation of uranium mononitride. J Nucl Mater, 1975, 57(3): 253 DOI: 10.1016/0022-3115(75)90208-1
[16] Li B, Yang Z, Jia J, et al. High temperature thermal physical performance of SiC/UO2 composites up to 1600 ℃. Ceram Int, 2018, 44(9): 10069 DOI: 10.1016/j.ceramint.2018.02.208
[17] 张秀玲, 陈宇红, 戚武彬, 等. 无压烧结SiC-金刚石多晶材料致密化及物理性能研究. 粉末冶金技术, 2024, 42(2): 165 Zhang X L, Chen H Y, Qi W B, et al. Densification and physical properties of SiC-diamond polycrystalline materials produced by pressureless sintering. Powder Metall Technol, 2024, 42(2): 165
[18] Snead L L, Nozawa T, Katoh Y, et al. Handbook of SiC properties for fuel performance modeling. J Nucl Mater, 2007, 371(1-3): 329 DOI: 10.1016/j.jnucmat.2007.05.016
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