CN109564786A - 工程sic-sic复合材料和整体sic层状结构 - Google Patents

Abstract

公开了适用于核反应堆环境和需要能够承受高温和/或高腐蚀性环境的材料的其他应用的陶瓷基质复合材料的系统、结构、装置和制造方法。在一方面，提供了一种陶瓷复合结构。该结构包括腔室，腔室包括外壳和外壳内部的中空空间。外壳包括：内复合层，其包括第一复合结构；中间复合层，其置于内复合层之外，该中间复合层包括与第一复合结构不同的第二复合结构；以及外整体层，其具有空间均匀的材料特性并置于中间复合层之外。

Description

工程SIC-SIC复合材料和整体SIC层状结构

相关申请的交叉引用

本专利文献要求2016年8月8日提交的名称为“ENGINEERED SIC-SIC COMPOSITEAND MONOLITHIC SIC LAYEREDSTRUCTURES FOR NUCLEAR FUEL CLADDING(用于核燃料包层的工程SIC-SIC复合材料和整体SIC层状结构)”的美国临时专利申请号62/372239的优点和优先权。前述专利申请的全部内容通过引用并入作为本文献公开内容的一部分。

技术领域

本专利文献涉及与容纳用于核反应堆的核燃料材料的外壳、壳体或包层结构相关或者与热交换器或鼻锥或喷嘴相关或与流动通道插入件相关的系统、结构、装置和制造过程。

背景技术

许多核反应堆使用裂变材料作为燃料来发电。燃料通常以坚固的物理形式(比如燃料棒)保持，能够承受高工作温度和强中子辐射环境。燃料结构需要在反应堆堆芯内的一段时间(例如几年)内保持其形状和完整性，从而防止裂变产物泄漏到反应堆冷却剂中。其他结构，比如热交换器、喷嘴、鼻锥、流动通道插入件或相关部件，还需要高温性能、耐腐蚀性和特定的非平面几何形状，其中高尺寸精度是重要的。

发明内容

本专利文献涉及适用于核反应堆环境和需要能够承受高温和/或高腐蚀性环境的材料的其他应用的陶瓷基质复合材料的系统、结构、装置和制造过程。

在一示例性方面，提供了一种陶瓷复合结构。该结构包括腔室，腔室包括外壳和外壳内部的中空空间。外壳包括：内复合层，其包括第一复合结构；中间复合层，其置于内复合层之外，该中间复合层包括与第一复合结构不同的第二复合结构；以及外整体层，其具有空间均匀的材料特性并置于中间复合层之外。

在一些实施例中，该结构还包括置于内复合层和中间复合层之间的一个或多个复合层，一个或多个复合层中的每一个具有不同的复合结构。在一些实施方式中，该结构还包括置于中间复合层与外整体层之间的一个或多个整体层。在一些实施例中，多个薄层可以沉积在外整体层和一个或多个整体层之间，以及在一个或多个整体层中的每一个之间，以抑制裂纹扩展。多个薄层可包括延性材料。例如，多个薄层可包括热解碳或金属。

在一些实施例中，第一复合结构包括增强碳化硅(SiC)复合材料。增强SiC复合材料可包括编织SiC纤维复合材料、缠绕SiC纤维复合材料或小尺度添加剂复合材料。小尺度添加剂复合材料中的添加剂可包括纳米级的SiC晶须、粉末或纤维。在一些实施方式中，编织纤维复合材料的纤维之间的角度在35至75度的范围内。

在一些实施例中，第二复合结构包括增强碳化硅(SiC)复合材料。增强SiC复合材料可包括编织SiC纤维复合材料、缠绕SiC纤维复合材料或小尺度添加剂复合材料。在一些实施例中，小尺度添加剂复合材料中的添加剂包括纳米级的SiC晶须、粉末或纤维。在一些实施方式中，编织纤维复合材料的纤维之间的角度在35至75度的范围内。

外整体层可包括致密β-SiC材料。在一些实施例中，该结构还可包括置于外整体层之外的阻挡涂层。阻挡层可包括金属或陶瓷。

在一些实施例中，内复合层和中间复合层的厚度包括大于总厚度的50％。在一些实施方式中，内复合层和中间复合层的厚度包括大于总厚度的70％。

在一些实施例中，内复合层包括光滑的内表面。在一些实施方式中，外整体层相对于内复合层和中间复合层构造成在受到操作应力(比如核反应堆的操作应力)时保持压缩。外壳构造成用于制造核燃料包层，用于保持核燃料材料、热交换器的一部分、喷嘴的一部分、鼻锥、护罩、燃烧器衬套或流动通道插入件。

在另一示例性方面，提供了一种制造适用于陶瓷复合材料制造的预制件的方法。该方法包括：将纤维布置在支撑结构上以形成第一层纤维预制件；将浆料施加到第一层纤维预制件，其中，所述浆料包括多种添加剂、一种或多种粘合剂以及一种或多种溶剂，并且所述一种或多种粘合剂包层热塑性聚合物；和在浆料固化并与第一层纤维预制件结合之后移除支撑结构，使得所述浆料和第一层纤维预制件共同形成预制件。

在一些实施例中，纤维布置在支撑结构的外表面上。纤维也可以布置在支撑结构的内表面上。在一些实施例中，施加浆料包括将浆料浸渍到纤维中。施加浆料还可包括将浆料刷涂、喷涂、真空模塑或热压到纤维上。移除支撑结构可包括从预制件滑动、推动或熔化支撑结构。

在一些实施例中，该方法还包括将预制件置于化学气相沉积(CVD)涂覆工艺或化学气相渗透(CVI)工艺中，并且在致密化温度下通过CVD或CVI涂覆工艺使预制件致密化。在一些实施例中，选择一种或多种粘合剂，使得每种选择的粘合剂在低于致密化温度的温度下劣化。例如，一种或多种粘合剂包括聚丙烯碳酸酯聚合物。在一些实施例中，一种或多种粘合剂在室温下是固态的。一种或多种粘合剂可溶于一种或多种溶剂中。一种或多种溶剂可包括丙酮、甲基乙基酮或乙醇。在一些实施例中，多种添加剂包括粉末、晶须、纤维、颗粒或其任何组合。在一些实施方式中，多种添加剂的尺寸小于1mm。

在一些实施例中，由浆料和第一层纤维预制件形成的预制件呈管状几何形状。例如，布置纤维包括将纤维编织成管。在一些实施例中，由浆料和第一层纤维预制件形成的预制件呈非管状几何形状。例如，布置纤维包括将纤维编织成平面片。在一些实施例中，布置纤维包括以环向或轴向取向布置或成形纤维。

在一些实施例中，支撑结构被构造成表现出低表面摩擦。例如，支撑结构可包括石墨、二硫化钼(MoS2)、聚四氟乙烯(PTFE)或氮化硼(BN)。在一些实施例中，支撑结构被构造成表现出的熔化温度低于一种或多种粘合剂的粘合剂的烧尽温度。例如，支撑结构包括蜡或热塑性材料。

在一些实施例中，该方法包括在移除支撑结构之后，进一步使用支撑结构来制造另一预制件。在一些实施方式中，预制件的形成包括将纤维布置在第一层纤维预制件的顶部上，以形成具有第二复合结构的第二层纤维预制件，该第二复合结构不同于第一层纤维预制件的第一复合结构；和在第二层纤维预制件的顶部形成外整体层。

在一些实施例中，该方法包括在第一层和第二层之间形成一层或多层纤维预制件，一层或多层中的每一层具有不同的复合结构。在一些实施方式中，该方法还包括在第二层纤维预制件与外整体层之间形成一个或多个整体层。该方法还可以包括在外整体层和一个或多个整体层之间以及在一个或多个整体层中的每一个之间沉积多个薄层，以抑制裂纹扩展。

在一些实施例中，第一复合结构包括增强SiC复合材料。形成第一层纤维预制件可包括通过改变纤维束的数量和相对于支撑结构的轴线的角度来调节纤维的纤维取向。

在一些实施例中，第二复合结构包括增强碳化硅(SiC)复合材料。形成第二层纤维预制件可包括通过改变纤维束的数量和相对于支撑结构的轴线的角度来调整纤维取向。在一些实施方式中，该方法还包括在外整体层的顶部上形成阻挡涂层。

在一些实施例中，该方法还包括使用预制件的至少一部分来制造核燃料包层，用于保持核燃料材料、热交换器的一部分、喷嘴的一部分、鼻锥、护罩、燃烧器衬套或流动通道插入件。

在附图、说明书和权利要求书中更详细地描述上述及其他方面和实施方式。

附图说明

图1A示出了示例性核燃料组件。

图1B示出了示例性热交换器。

图2A示出了SiC-SiC复合LWR包层的温度分布的示例。

图2B示出了对SiC-SiC复合包层的包层应力的不同贡献的分布的示例。

图3示出了LWR包层概念的横截面的示例。

图4示出了包含内缠绕复合层、中间编织复合层和外整体层的包层横截面的示例。

图5示出了包含多个内编织复合层和外整体层的包层横截面的示例。

图6示出了具有缠绕复合内层、编织复合中心层和外整体层的包层的示例，所述外整体层由多个由延性层隔开的薄整体层组成。

图7示出了具有内小添加剂复合层、中心编织复合层、随后的小添加剂复合层和具有环境阻挡涂层(EBC)的外整体层的包层的示意图。

图8示出了利用内缠绕复合层和随后的编织复合层制造的包层管的X射线计算机断层摄影重建的示例。

图9A示出了具有薄的小添加剂复合内层和随后的编织复合层和多层的包层管的示例。

图9B示出了在机械测试后获得的复合断裂表面的扫描电子显微照片。

图10A示出了在编织SiC-SiC复合材料上沉积的致密整体β-SiC的示例。

图10B示出了在织造SiC-SiC复合材料上沉积的致密整体β-SiC的示例。

图11A示出了在包层中的复合层外侧上的连续整体层之间沉积的薄延性层的示例。

图11B示出了在包层中的复合层外侧上的连续整体层之间沉积的稍厚的延性层的示例。

图12示出了具有两个外整体层的包层结构的示例，所述外整体层沉积在编织复合层的顶部上，并且由薄的小添加剂复合层分开。

图13示出了用于SiC-SiC管样品的渗透率测量的测试配置的示例。

图14A示出了制造的～0.9m长的SiC-SiC管的示例。

图14B示出了具有外整体SiC涂层的管结构的横截面的示例。

图14C示出了具有内整体SiC层的管结构的横截面的示例。

图15A示出了对于两种不同的纤维预制件通过C环测试测量的代表性环向应力与位移的示例。

图15B示出了对于两种不同的纤维预制件通过单轴拉伸测试测量的代表性轴向应力与应变的示例。

图15C示出了仅用小尺度添加剂增强的SiC-SiC复合材料的代表性应力串曲线。

图16示出了代表性制造的SiC-SiC管样品的热扩散率结果的示例，比较了两个不同样品取向的未校正数据与在应用几何校正因子之后的数据。

图17示出了通过具有外整体的SiC-SiC管的测量的氦泄漏率随递增施加的内部压力变化的示例。

图18示出了对于制造的、热循环的和热循环加上内部加压的管/端塞的测量的稳态氦泄漏率的示例。

图19A示出了在渗透之前的代表性编织纤维结构的照片，其中编织结构的固有粗糙度是明显的。

图19B示出了具有小添加剂复合涂层的SiC-SiC管外壁表面的光学图像的示例，壁厚为～0.75mm。

图19C示出了具有小添加剂复合涂层的SiC-SiC管内壁表面的光学图像的示例，壁厚为～0.75mm。

图19D示出了使用小添加剂制备的SiC-SiC复合材料和使用编织增强连续纤维制备的SiC-SiC复合材料的代表性表面轮廓的示例。使用轮廓仪测量获得的高度轮廓数据。

图20示出了对于使用相同制造方法制造的一组九个管使用垂直高度计获得的直线度测量的示例。

图21示出了SiC外涂层厚度和外涂层厚度的变化(归一化至外涂层厚度)和分数孔隙率随沿管长度的轴向距离变化的示例。

图22A示出了对于内整体材料和仅相应的复合材料通过C环测试测量的代表性环向应力与位移的示例。

图22B示出了对于外整体材料和仅相应的复合材料通过C环测试测量的代表性环向应力与位移的示例。

图23A示出了对于内整体材料通过膨胀塞测试测量的代表性环向应力与应变的示例。

图23B示出了对于外整体材料通过膨胀塞测试测量的代表性环向应力与应变的示例。

图24示出了对于替代弯曲铅样品的激光闪光测量达到半最大温度所需的试验测量时间以及从这些结果获得的几何校正因子的示例。

图25A示出了辅助体积对准的参考特征的示例。

图25B示出了每个～25cm长的各个扫描体积的示例。

图25C示出了整个0.9m长的SiC-SiC管的完全重建和缝合体积的示例。

图26A示出了表面粗糙度对外(蓝色)和内(红色)圆度计算的贡献的示例。

图26B示出了沿0.9mm SiC-SiC管的长度测量的外半径和外表面圆度值以及典型制造的复合表面粗糙度值的示例。

图26C示出了表示椭圆度如何贡献于相同测量圆度值的示例性示意图。

图26D示出了表示粗糙度如何贡献于相同测量圆度值的示例性示意图。

图27示出了用于形成适用于核燃料包层制造的复合纤维预制件的支撑结构和纤维的示例性方案图。

图28示出了支撑结构的示例性方案图，其中复合纤维围绕支撑结构缠绕。

图29A示出了在缠绕纤维的支撑结构上刷涂浆料的示例性方案图。

图29B示出了通过浆料浴在缠绕纤维的支撑结构上施加浆料的示例性方案图。

图30示出了在施加浆料涂层之前和之后的缠绕纤维的支撑结构的示例性方案图。

图31示出了浆料浸渍的纤维管的示例性方案图，其中移除了支撑结构。

图32A示出了从预制件滑出的支撑结构的示例。

图32B示出了与预制件分离的支撑结构的示例。

图33示出了用于形成适用于航空航天领域的复合纤维预制件的支撑结构和纤维的示例性方案图。

图34示出了支撑结构的示例性方案图，其中复合纤维围绕支撑结构缠绕。

图35示出了在缠绕纤维的支撑结构上刷涂浆料的示例性方案图。

图36示出了用于制造适用于核反应堆中的核燃料包层制造的预制件的方法的示例性流程图。

具体实施方式

用于核反应堆的核燃料材料通常保持在能够承受高工作温度和强中子辐射环境的燃料棒中。燃料结构需要在反应堆堆芯内长时间保持其形状和完整性，从而防止裂变产物泄漏到反应堆的反应堆冷却剂中。图1A示出了由用于核反应堆的一束燃料棒101形成的核燃料棒组件100的示例。每个杆具有中空内部以容纳核燃料芯块(pellet)103，比如含铀芯块，并且间隔件栅格用于将杆保持在组件中。反应堆设计成保持许多核燃料棒组件在运行。一些燃料棒使用锆包层，但本文中的燃料棒使用SiC陶瓷基质复合材料(CMC)来提高性能。

碳化硅(SiC)可用于裂变和熔化应用，并且最近已被认为是用于轻水反应堆的事故容许燃料包层的候选材料。高纯度、结晶SiC是中子辐照下的稳定材料，仅经历最小的膨胀和强度变化至40dpa和更高，这代表了典型轻水反应堆(LWR)燃料寿命的暴露的许多倍。此外，与锆合金(Zircaloy)相比，SiC在高温下保持其机械性能并且与蒸汽反应缓慢，因此在冷却剂损失(LOCA)和其他潜在事故条件下提供了改进的水冷反应堆的安全性。然而，单独的各种整体SiC材料倾向于表现出低断裂韧性，并且这种材料不适用于核包覆应用，其中燃料容纳是必要的并且必须保持可冷却的几何形状，尤其是在瞬态或非正常条件下。使用增强SiC基质以形成SiC-SiC复合材料的强碳化硅纤维，工程复合结构可用于解决这种整体SiC材料的该脆性行为。与整体SiC相比，这些复合材料提供了改善的断裂韧性、假延性，并且经历了更优雅的失效过程。通常使用化学气相渗透(CVI)来制造高纯度、辐射容许的碳化硅复合材料。虽然CVI为核应用提供了必要的纯度，但要达到非常低的孔隙率水平(<5％)仍是一项挑战。因此，单独的复合材料可能不足以在燃料包层内容纳裂变气体。最终，基于SiC的包层结构，经过优化，可将坚韧的SiC-SiC复合材料与整体SiC层相结合，其中致密的整体SiC用作不可渗透的裂变气体屏障并提供改善的耐腐蚀性，是最有前景的设计，以实现完全基于SiC的事故容许燃料包层设计。

在各种核反应堆应用中，除了在由核反应引起的高温下提供所需的强度或韧性之外，期望基于SiC的燃料包层满足一系列材料特性要求和性能要求，在辐照下表现出稳定性，并且与其他核包覆材料(比如锆合金)相比，具有降低的氧化。这些要求主要是由碳化硅结构与锆合金管相比的特性之间的差异以及这些差异对性能的影响所致。具体地，基于SiC的包层的特性高度依赖于所使用的加工路线，特别是对于任何纤维增强复合层。此外，虽然SiC-SiC复合材料经历假延性断裂而不是脆性破坏，但在此过程中发生大量微裂纹，这可导致气密性损失。这种微裂纹发生在应变水平为0.1％的应变范围内，此时锆合金包层尚未表现出任何塑性变形。因此，需要注意表征和仔细开发基于SiC的包层设计，以减轻微裂纹并确保气密性。另一个考虑因素是虽然碳化硅具有比锆合金更低的辐照热导率，但它确实具有在诸如锆合金的LWR操作温度下不经历辐照引起的蠕变的优点，这将延迟芯块-包层机械相互作用和相关应力。

因此，实现可控的包层管圆度、粗糙度和直线度对于通过包层的可预测的热传递是非常重要的。对于给定的线性热率，基于SiC的包层的较低导热率导致通过包层的较高温度梯度。这些温度梯度可能由于热膨胀和辐照引起的温度依赖性膨胀而导致显著的应力。通过减小包层壁厚度可以减少这些应力(和相应的失效概率)，从而降低温度梯度。此外，包层架构(复合材料和整体SiC层的组合)可以在正常操作条件以及事故情况下显著影响通过包层厚度的应力分布。通过精心设计，可以减少包层结构内关键层上的应力。然而，对于长燃料包层管的壁厚度减小和特殊设计的管结构的生产，存在制造和处理方面的挑战。

在轻水反应堆中实施基于SiC的事故容许包层管不仅需要设计优化的结构和开发一致可扩展的制造方法，这还需要对所生产的材料进行彻底的理解和表征。在其他性能指标中，必须测量机械和热性能，并且必须评估渗透率。群体(community)(ASTM C28.07陶瓷基质复合材料子群)已经接受了有限的测试标准集合，并且需要开发其他表征工具。

此外，这种事故容许的SiC复合结构还可以用于各种高温应用，比如热交换器，以回收来自铝再循环、合成气生产或气化-联合循环设备的高温废热。图1B示出了热交换器的示例。使用高温兼容且耐腐蚀的SiC复合材料是解决腐蚀问题的有效方法，腐蚀问题因为原油经常被环烷酸、硫、二氧化碳和硫化氢污染而逐渐升级。

航空航天领域还具有广泛的应用，这些应用是SiC复合材料的高温强度的理想匹配：鼻锥、护罩、翼型件、涡轮叶片和其他喷气发动机部件。在所有情况下，必须在制造过程中保持纤维预制件的几何形状，以产生近净形状的陶瓷基质复合材料部件。

该专利文献描述了适合用作核燃料包层以及需要在高温和/或高腐蚀环境中操作的其他非核应用的层状陶瓷复合结构的示例。使用所公开的技术制造的全陶瓷包层相对于现有的基于锆合金的水冷核反应堆燃料包层提供了显著的优点和安全性改进。全陶瓷包层设计经过适当设计可提供改善的性能，从而增加功率密度，提高燃料燃耗且延长燃料寿命。此外，金属包层的强度在高温下显著降低，这可能在事故或冷却剂损失条件下遇到。如在三里岛和福岛事故中所见，强度降低可导致包层失效和裂变气体或燃料的释放。与锆合金或其他金属包层材料相比，全陶瓷燃料包层且特别是基于SiC的包层保持强度至高得多的温度。优异的高温机械性能还导致在燃料寿命期间包层蠕变减少，这延迟了不期望的燃料包层机械相互作用的开始。在事故条件下，水冷却剂也可能蒸发形成过热蒸汽。在高温下，该蒸汽可以与锆合金包层发生放热反应，产生额外的热源，并且该反应也可以从水或蒸汽中释放出氢。正如福岛灾难所见，这种氢可以积聚并达到易燃浓度，并导致爆炸。与锆合金相比，使用SiC等陶瓷可以大大减少通过与高温蒸汽或水的化学反应的氢气的释放。与陶瓷包层相比，较软的金属包层材料也更容易受到冷却剂流动引起的侵蚀。

该专利文献还包括关于这种基于SiC的结构的表征的报道。该结构包括完全复合管以及在外表面上包含整体层的管，并且在制造状态下或在执行另外的处理步骤之后进行评估。进行机械、热、尺寸和渗透率测量，并评估不同表征方法的效用。

在制造期间的致密化过程之前，各种SiC/SiC复合材料结构趋于柔韧。为了制造中空复合包层体，其可以是非常长且薄壁的管，比如图1A的示例中所示的那些，支撑结构用于限定和保持复合纤维的形状。

SiC基质的化学气相沉积(CVD)或化学气相渗透(CVI)的条件非常苛刻；通常涉及高温和腐蚀性环境。因此，很少有材料适合用作心轴。石墨可以用作心轴材料，因为它可以承受这些苛刻的条件。在升高的温度下石墨的高得多的氧化速率允许从SiC复合材料中去除石墨心轴而不损坏复合材料。关于石墨心轴的某些示例的细节在1992年7月20日提交的美国专利号5282734中进一步描述，其全部内容通过引用结合在该专利文献中。然而，心轴去除步骤通常涉及燃烧或加工掉石墨材料，因为SiC CMC可以与石墨机械互连。去除步骤是耗时的并且引入纤维界面涂层氧化的风险，纤维界面涂层涂覆CMC中的SiC纤维并且对于保持有益的复合行为是至关重要的。石墨心轴还限制了纤维界面涂层到外径表面的表面积，因为在CVI/CVD涂覆过程中必须存在石墨心轴。此外，石墨心轴的去除通常会损坏石墨材料并导致一次性使用心轴，因此石墨心轴的使用会变得非常昂贵。

该专利文献进一步描述了用于在基质处理期间将SiC复合结构制造成复杂形状而没有石墨心轴的技术和方法。

设计示例

作为具体示例，基于SiC的复合管可包括致密β-SiC层和增强SiC复合层，其共同形成管，用于将核材料燃料保持在管内。在该示例中，致密β-SiC充当裂变产物和气体逸出的不可渗透屏障，并且SiC-SiC复合层提供机械强度和增强的韧性。该设计受益于这两种材料的特定性能，并且如果没有这两种材料则不可行，因为100％致密整体包层将太脆，而100％复合包层将非常难以制造得足够不可渗透。为了充分利用整体材料和复合材料二者的特性，必须考虑在操作中预期的应力。通常，整体陶瓷在压缩方面比在拉伸方面表现得好得多，并且过大的拉伸力会导致整体陶瓷发生灾难性破裂，导致气密性损失。陶瓷复合材料更坚韧且更能承受拉伸载荷和微裂纹而不会发生灾难性故障。因此，对于包层在整个包层寿命期间看到的预期应力，整体陶瓷位于预期压缩应力的区域中是有益的。

在该复合结构示例上执行建模或模拟结果，以估计在典型的轻水反应堆燃料棒的寿命期间核燃料包层所经受的应力。结果受到包层壁厚度的热梯度和碳化硅辐照效应的强烈影响。虽然这些计算是针对轻水反应堆应用进行的，但其他反应堆类型(比如气冷、钠冷却或其他先进反应堆类型)中也会出现类似的热梯度和辐照效应，并且这些结论将适用于广泛的核反应堆的包覆。在核燃料棒中，包层内包含的燃料芯块由于发生裂变反应而释放出大量的热量。该热量通过包层壁厚度传递，然后其传递到冷却剂。这种热传递产生穿过包层的温度梯度，该温度梯度是传递的热量、热导率和包层厚度的函数。包层温度往往在内表面上最高，在外表面上最低，并且在其他条件相同的情况下，随着包层壁厚度增加，热梯度增加。

图2A示出了SiC-SiC复合LWR包层的代表性温度分布。这种热梯度有助于包层中的两个主要应力源。包层具有相应的热膨胀系数，并且通常，由于温度梯度，包层的较热区域比包层的较冷区域膨胀得更多。对于管几何形状，较热的内部膨胀更多但受较冷的外部约束，并且这种热膨胀效应有助于包层内部的压缩应力和包层外部的拉伸应力。此外，碳化硅经历少量但非零量的辐照引起的膨胀，并且该膨胀是温度的函数。在较高温度下(在包覆应用预期的范围内)膨胀较低，且在较低温度下膨胀较高。结果，管的较冷外部比管的较热内部更加膨胀，因此抑制了膨胀。这种辐照引起的膨胀效应有助于管内部的拉伸应力和管外部的压缩应力。除了这些温度相关的应力之外，由于外部施加的冷却剂压力或由裂变气体积聚引起的内部压力，还存在内部或外部施加的压力。

图2B示出了对SiC-SiC复合LWR包层的包层应力的不同贡献的代表性分布。来自热膨胀、溶胀和压力的应力表示为通过包层壁厚度的径向位置的函数，并且示出了循环结束及停机情况，其比循环应力的开始要求更高。由辐照引起的溶胀所产生的应力最大，并且使包层壁厚度的外侧处于压缩而内侧处于拉伸。

包层中的总预期应力可以通过在燃料寿命期间对这些应力效应求和来估算(当温度变化，发生辐照损坏时，并且当反应堆启动和停止以进行再加燃料时)。这些效应的总和表明辐照引起的膨胀对包层应力的贡献最大，并且总和应力在包层管壁厚度的内侧是拉伸的，并且在管壁厚度的外侧是压缩的。因此，如果整体层放置成朝向包层管壁厚度的外侧而不是包层管壁厚度的内侧，则可以实现显著的益处，因为整体层将经受更少的拉伸应力并且在燃料寿命期间具有更高的存活概率。这驱动了如下所述的包层设计。

在一些实施例中，包层可以保持很薄以使燃料负载最大化，并且较薄的包层减小了操作期间的热梯度。这种减小的热梯度减小了上述应力。但是，层的厚度最小。致密β-SiC应该足够厚以确保裂变产物和裂变气体保留，并且SiC-SiC复合材料应该包含足够的增强物以为整个结构提供足够的韧性。作为具体示例，增强复合材料层应占整个包层厚度的50％以上，并且应优选地占包层厚度的70％以上。在一些实施例中，包层结构可包括三层或更多层。例如，包层结构可包括至少两个复合层和至少一个整体层，其中两个复合层在整体层内。另外，两个复合层彼此不同，以便提供互补功能。具体地，复合层可以根据所使用的复合增强物的类型、该增强物的角度或取向或者生成增强结构的方法(例如编织、缠绕等)而变化。这两个(或更多个)复合层的组合提供了超过通过使用单个复合层可获得的性能的改进性能。例如，一个复合层可以设计成提供更光滑的表面，而第二复合层可以设计成提供优化的强度。在该示例中，第一复合层可包含较小的添加剂以改善制造的表面光滑度并最小化昂贵的后处理加工步骤，同时满足表面粗糙度规格。该示例中的第二复合层可以包含特定编织结构中的连续增强纤维，其提供环向和轴向方向上的强度平衡，优化了包层在操作期间将经受的预期应力。整体层位于这两个复合层之外，并且非常重要的是复合层位于朝向包层壁厚度的内侧或中心，以最小化整体层所经受的拉伸应力(如上所述)。中心复合层(或多个层)提供主要机械强度和韧性。内复合层提供互补的机械支撑，并且还可以具有提供更光滑的内表面的结构。该更光滑的表面可以通过提供更均匀的芯块-包层间隙来改善核包层应用中的性能，这可以在包层中产生更均匀和一致的温度分布，并降低与温度相关的应力和其他失效模式。最小化粗糙度还可以促进整个燃料棒的更有效制造，因为燃料芯块必须装载到包层中，并且粗糙表面可以捕获芯块边缘并且抑制芯块装载操作。由于该内层的复合结构，可以在很少或不需要额外加工的情况下实现所需的表面粗糙度，从而节省时间和成本。

复合层的机械性能倾向于高度取决于增强物的取向。具有在轴向和环向方向上提供相对强度的最佳组合(以最好地适应操作期间的预期应力)的结构的复合材料可具有更粗糙、更有纹理的表面，并且不是提供光滑表面的最佳复合结构。相反，提供光滑表面(提供更一致的燃料包层间隙和改进的性能)的复合结构可能需要更小或仔细对齐的增强物，这可能不提供其自身的最佳机械增强。通过使用两个复合层一起工作，可以优化结构并且可以实现这两个目标。这些层也可以设计成紧密配合在一起，减小壁厚度并增加包层中的增强物体积分数，这有利于提高结构韧性。这种方法可以应用于两个以上的复合层，并且包层设计在包层管的内侧和中心具有两个或更多个复合层，以满足包层性能要求。

下面描述该复合结构的具体示例：

1.内层由具有不同结构“A”(如由增强物的类型、增强物的取向、施加增强物的方法等定义)的基于SiC的复合材料制成。

2.中间层由具有不同结构“B”(就增强物的类型、取向或制造方法而言与结构“A”不同)的基于SiC的复合材料制成。

3.外层由整体SiC制成。

如本文献中所述，可以添加其他基于SiC的层，并且还可以任选地添加外环境阻挡涂层。

复合层通过高纵横比陶瓷夹杂物(包括陶瓷纤维或晶须)增韧，并且沉积在增强物上的界面层允许载荷传递和夹杂物与基质之间的滑动。在一实施例中，内层是薄复合层，其制造有小尺度晶须增强物以提供光滑的内表面。可替代地，在另一示例中，该层可以由用缠绕连续纤维增强物增强的薄层构成。在这些示例中，随后的层然后可以由编织连续纤维增强物构成，其结构设计成适应操作期间的预期应力。另一示例是两个复合层，均由编织连续纤维构成，但编织物的编织结构或纤维角度变化，以便提供所需的机械性能，同时实现良好的纤维覆盖和相对光滑的表面。在这两个示例中，都添加了整体外陶瓷层。整体层朝向结构外部和该层厚度的定位被仔细选择，以确保该层在受到操作应力时保持压缩。通过最小化或避免该整体层上的任何拉伸载荷，可以大大降低破裂的可能性，显著提高存活概率。

在复合包层结构的一些实施例中，在外表面上还可以存在另外的薄环境阻挡涂层，以保护包层免受不希望的包覆-冷却剂化学或机械相互作用和/或提供受控的表面粗糙度性质。该层可以是金属(比如Cr)或陶瓷(例如SiC)。另外，可以任选地在同心层之间沉积薄的界面层以抑制层之间的裂纹扩展。这些层可以顺序制造，其中一层直接沉积在前一层上并且在其上紧密接触。在各种实施方式中，这些界面层可包括延性材料，比如热解碳或金属。

该包层可以基于一系列材料，并且作为具体示例，整体层可以是碳化硅，并且复合层可以是SiC-SiC复合材料，由使用SiC纤维、晶须或其他增强物增强的SiC基质制成。构成材料可以是高纯度的材料，因为杂质的存在往往会降低核应用中的性能。

所公开的SiC复合结构可以以长的薄壁管的形式配置。例如，在一些实施方式中，壁厚度可小于2mm，且小于1mm厚。管的长度取决于具体应用的需要。例如，在一些核反应堆中，轻水反应堆的包层可以是12英尺、14英尺或更长，并且用于气冷快反应堆的包层可以在8到9英尺长之间。管直径也可以根据应用的需要来选择，并且在某些情况下可以在大约四分之一英寸直径到四分之三英寸直径或更大的范围内。可以通过从内向外构建层来制造包层，并且通常，高纯度碳化硅的化学气相沉积用作每层的关键制造步骤。

所公开的SiC复合结构也可以配置成其他非管状形状。例如，航空航天领域具有广泛的应用，它们是SiC复合结构的高温强度的理想匹配：鼻锥、护罩、翼型件、涡轮叶片和其他喷气发动机部件。可以以与管状SiC包层类似的方式制造SiC复合结构。

制造

所提出的包层的示意性横截面示出在图3中。图示的横截面表示结构的一部分。

致密β-SiC的低韧性和Weibull模量使得不希望用作包层中的唯一机械强度手段。为了提高包层性能，使用SiC-纤维或SiC晶须(或其他小的SiC添加剂)增强复合材料层来提供抑制裂纹扩展的韧性和机制。SiC纤维和/或晶须提供增强的拉伸强度，并且还可以优化纤维方向以平衡包层中轴向和圆周方向上的材料性能。包层中的复合层定位成朝向包层壁厚度的内侧和中心。

编织纤维复合层

在具有编织增强物的复合材料中，化学计量的高纯度SiC纤维束编织成套管，其可以直接编织到心轴或部分制造的包层上，或者可以单独编织并随后定位。使用化学气相沉积或其他方法在纤维上沉积热解碳或其他界面层。该层用作SiC纤维和SiC基质之间的界面，并且可以阻止裂纹生长并允许载荷传递和纤维拉出和滑动。然后沉积高纯度SiC基质，采用与用于致密β-SiC沉积的类似化学气相沉积工艺。较慢的沉积速率用于该基质渗透步骤，并且诸如强制流动化学蒸汽渗透的技术可用于减少制造时间。随着复合材料密度的增加，机械和热性能得到改善，且相对复合材料密度可在70％至90％或更高之间。提供良好复合行为的机制还取决于纤维负载，其可以按体积计在20％和50％之间变化。在这些编织层中，使用二维纤维取向，纤维在轴向和圆周方向之间成角度以优化强度。典型的纤维角度范围在±35°和±75°之间(相对于包层轴线)，并且在一些编织结构中，可以添加与轴向方向对齐的额外纤维增强。可以基于每束的纤维数量和编织参数来选择这些SiC纤维复合层的厚度。与采用缠绕纤维进行多次通过相比，编织提供了复合层中改善的纤维含量均匀性。如果纤维直接编织到部分制造的包层上，则可以使用张力将所需的压缩载荷施加到内包层。编织架构可以在整个多层结构内变化。例如，一个编织复合层的纤维偏置角为±45°，另一个编织复合层的纤维偏置角为±60°。这些将构成两个不同的复合层，并且可以定制该增强以提供最佳性能。

缠绕SiC-SiC复合层

缠绕复合层可以通过增强纤维或束形成，所述纤维或束缠绕在包层或心轴上而不是编织。与编织套管相比，该层中的纤维可以相对于包层轴线以所需的角度(例如在±35°至±90°之间)缠绕，并且可以同时缠绕一束或多束纤维。这在圆周方向上提供了额外的纤维增强，其中应力将最大，并且提供更光滑的表面。为了获得高纯度的核级基质，将使用化学气相渗透来使该复合层致密化，并且将在纤维和基质之间沉积热解碳界面层或其他界面层。

具有晶须或其他小尺度添加剂的复合层

还可以使用较小尺度的夹杂物(比如SiC粉末或晶须或短长度的SiC纤维)来形成复合层。这些微米级和纳米级添加剂可以以干燥或浆料形式添加，并且可以使用化学气相沉积进行致密化，类似于其他复合类型。以这种方式，添加剂(以干燥或浆料形式)成为独特复合层中的增强物，并且由于小尺度添加剂，可以获得非常非常光滑的复合表面。可替代地，这种方法也可以与编织或缠绕方法结合，在预成型工艺之前、期间或之后将添加剂浸渍到纤维编织和缠绕中。以这种方式，这些添加剂可用于填充纤维束之间的间隙和较大的孔。这些添加剂也可浸渍到纤维束中，随后可将其缠绕或编织到包层结构中。如果使用含有浆料的夹杂物来帮助实现均匀分散，则浆料的液体组分可在加工过程中蒸发或热解，仅留下小尺度增强夹杂物。可替代地，浆料中的液相组分可以是预陶瓷聚合物，其可以反应以产生结晶SiC。与编织纤维或缠绕纤维复合材料一样，使用化学气相沉积或其他方法将热解碳或其他界面层沉积在小尺度添加剂上以促进复合材料中的增韧机制。

注意，这三种不同的复合材料类型不是详尽的列表，并且用于复合增强物、该增强物的结构或取向或者制造复合材料的方法的其他方法可用于产生本公开中描述的不同层。

致密整体β-SiC层

为了确保中子辐照下的结构稳定性，在一些实施方式中，致密SiC层可以是化学计量的高纯度和β-(立方)相。通常用于生产SiC的某些方法(包括液相转化、热压、烧结)可能由于高杂质水平而不适合制造核级SiC(J.Nuc.Mat.,vol.371,pg.329(2007))。在一实施方式中，可以使用与甲基三氯硅烷、甲基硅烷、硅烷和烃或其他合适的前体的气相反应来沉积核级SiC。这些前体可以在气流中稀释并流入保持在适当温度和压力下的炉子中，在那里它们分解形成致密高纯度β-SiC。致密β-SiC具有相对较低的断裂韧性(K1C～3-5MPa√m)，并且在应力作用下，裂纹可以在小的缺陷或瑕疵处开始，并通过致密SiC厚度扩展，释放裂变气体，并可能导致脆性失败。这种不可接受的结果可以通过几种方式解决。包层设计成确保由于气体压力、膨胀、热梯度、燃料-包层相互作用以及其他操作应力而在致密β-SiC中的应力保持压缩。这是通过整体层朝向结构外部的特定定位来实现的。基于用于TRISO颗粒的SiC层厚度规格，35μm层为不可渗透的SiC层提供足够厚度，以确保裂变产物保留和压力包含(J.Nuc.Mat.,vol.355,pg.150(2006))。在该提出的燃料包层设计中，内部压力较低(与对于德国TRISO燃料的～40MPa相比，在寿命结束时为～15MPa,J.Nuc.Mat.,vol.371,pg.270(2007))，但是圆柱几何形状中的环向应力高于球形压力容器中的应力。基于这些差异，并允许额外的厚度以确保不可渗透性，致密β-SiC层厚度应至少为100μm。最大厚度取决于保持足够的纤维载荷和保持包层壁厚度以使与温度梯度相关的应力最小化的需要。可以进行外SiC层的附加抛光以获得所需的表面粗糙度。

可以使用一种另外的途径解决致密整体SiC的相对低的断裂韧性：使用延性层来抑制裂纹扩展。这些层可以是热解碳或其他延性材料(金属等)，并且可以沉积在连续的整体层之间或在整体层的外侧上。优选地，这些层可以沉积在一个或多个整体层的表面内和表面上的多个位置。靠近整体层内部或外部的层可用于将整体层分别与复合材料中的微裂纹或外侧上的冲击或应力隔离。在连续整体层之间沉积的延性层用于将每个整体层与其他整体层部分隔离，允许负载转移，但防止裂纹扩展通过。这导致这些整体陶瓷层的整体可靠性和韧性提高，并且提供的结构能够承受穿过一个整体层的裂纹而不会丧失气密性。

图3中所示的简单横截面示意图表示本发明的最简化版本。然而，存在许多可能的范围，其中包括复合物类型、层的相对厚度和层数的变化。一些另外的示例如下所示，并且应当注意，这些示例仅用于说明目的，并且这些示例不是全面的，并且除了这里示出的那些之外还可以存在其他受保护的结构。

图4示出了包含内缠绕复合层、中间编织复合层和外整体层的包层横截面的示意图。

图5示出了包含多个内编织复合层和外整体层的包层横截面的示意图。注意，编织层的架构可能不同(例如双轴与三轴)和/或纤维角不同(例如第一层为45°±5°，第二层为50°±5°)。

图6示出了具有缠绕复合内层、编织复合中心层和外整体层的包层的示意图，所述外整体层由多个由延性层隔开的薄整体层组成。

图7示出了具有内小添加剂复合层、中心编织复合层、随后的小添加剂复合层和具有环境阻挡涂层(EBC)的外整体层的包层的示意图。

在一些实施例中，包层可以从内向外以连续的层制造。心轴可用于在制造过程开始时限定内包层直径，并且后续层形成在前一层的顶部上。为了提供良好的核性能，所有纤维必须是化学计量的低氧碳化硅纤维，比如Hi-Nicalon-S型(Nippon Carbon Co.,Ltd.)或Tyranno-SA(UBE Industries Ltd.)，等等。在这种复合结构中使用的增强添加剂，比如纳米级SiC晶须或短长度的SiC纤维，应该是高纯度化学计量的β-SiC。名义上，SiC复合基质和致密β-SiC层将使用已建立的化学气相沉积技术原位沉积。

还可以考虑可以产生高纯度化学计量的碳化硅的各种其他沉积方法，比如加工形成SiC的预陶瓷聚合物。

图8示出了用内缠绕复合层和随后的编织复合层制造的包层管的X射线计算机断层摄影(XCT)重建。这表明这两种不同复合层的组合在内表面上提供显著降低的表面粗糙度，同时为第二复合层提供编织层的机械强度优势。注意，在该样品中，未示出外整体层。

图9A示出了包层管的示例，其具有薄的小添加剂复合内层和随后的编织复合层(901)或层(903)。在右侧，内复合层905以蓝色突出显示，并且周围的复合层903以绿色突出显示，示出了内层的光滑表面和周围层的较粗糙表面。内层提供光滑精整，而周围层提供最佳的机械增强。

图9B示出了在机械测试之后获得的复合断裂表面的扫描电子显微照片(SEM)。SEM展示了可以从两种不同的复合增强物获得的增韧机制的示例：连续SiC纤维905和分散的小尺度SiC晶须添加剂907。复合增韧机制，比如裂纹偏转和增强拉出，可以从增强纤维905和增强小尺度SiC晶须907观察到。

图10A示出了在编织SiC-SiC复合材料上沉积的致密整体β-SiC的示例，图10B示出了沉积在织造SiC-SiC复合材料上的致密整体β-SiC的示例。

图11A示出了在包层中的复合层外侧上的连续整体层之间沉积的薄延性层的示例。图11B示出了在包层中的复合层外侧上的连续整体层之间沉积的稍厚的延性层的示例。

图12示出了具有两个外整体层的包层结构的示例，所述外整体层沉积在编织复合层的顶部上，并且由薄的小添加剂复合层分开。

为了展示所公开技术的一些有益方面，制造了示例性实施例。在一些实施例中，化学气相渗透用于制造基于SiC的包层管，其具有近似LWR包层直径和长达3英尺的长度。制造的原型包层架构包括含有外整体SiC层的结构。用化学计量的SiC纤维(Hi-Nicalon-S型纤维，NGS Advanced Fiber Co.)增强复合材料样品。通过将纤维放置在心轴周围以限定管内径来形成管结构(仅由SiC-SiC复合材料构成的管和具有外整体层的管)。随后将心轴移除作为整个制造过程的一部分。关于基于SiC的包层管的示例性制造方法的细节将在下面结合图27-36进行讨论。

在制造期间，通过调节所使用的纤维束的数量和相对于管轴线的角度来改变纤维取向，并且对于这些示例，制备预制件，其在环向和轴向方向上包含不同比率的纤维，范围从1.3:1(环向偏置)到1:1.5(轴向偏置)。这些纤维比率用于这些展示，但不代表对本发明所涵盖的纤维取向范围的限制。通过显示根据复合层的结构控制包层的机械性能的能力，这些变化可用于证明本发明的益处。在一些实施例中，通过甲烷或乙炔的化学气相分解沉积～150nm的热解碳界面涂层，然后通过甲基三氯硅烷的化学气相渗透将基质沉积并致密化至最终相对密度为约80％。这里描述的实施例不应被视为对处理和结构变化的限制。复合致密化步骤表示用于由所有复合材料和包含SiC内整体的那些组成的那些管的最终加工步骤。对于包含外整体的那些管，沉积额外的SiC以形成致密外SiC涂层。在一些实施例中，最终管壁厚度根据结构而变化，并且范围为1.2mm至2.1mm。仅由SiC-SiC复合材料构成的管的壁厚度在1.2mm和1.4mm之间，而具有内整体的管稍厚(1.3mm至1.5mm)，且具有外整体层的管的厚度为1.9mm至2.1mm。然而，这些是用于这些示例的厚度，并且这不构成对可以应用该包层发明的厚度范围的限制，并且在本发明中描述了壁厚度薄至0.4mm的包层管。对于包含内或外整体层的两层结构，该整体层构成壁厚度的约30％。

表征

为了比较本文献中描述的结构，在机械性能、气密性以及几何和尺寸公差方面评估包层。可以使用几种方法评估基于SiC的管的机械性能。使用C环测试和膨胀塞测试来测量环向强度，而使用单调轴向拉伸测试来测量轴向强度。

C环测试遵循在ASTM C1323中针对整体陶瓷建立和在Jacobsen等人中描述的类似指南进行。使用Accutom-50金刚石锯将样品环切成2-3mm厚，随后使用金刚石砂粒抛光。虽然大多数测试是针对尺寸用于LWR包层应用(～7.5mm内径)的材料进行的，但还测量了一些直径较大的附加样品(～19mm内径，使用与LWR尺寸材料非常相似的纤维架构制造并且使用相同的过程致密化)。制造这些较大直径的管以显示这些结构对于大于LWR包层尺寸的核燃料包层设计的适用性。4mm的C环间隙用于LWR尺寸的材料，7.5mm用于较大直径的材料。使用Instron 5982 Universal Mechanical Tester以2mm/min的十字头速度对样品施加载荷。对于每个报道的数据点，测试至少5个样本，其中10个样本是典型的。使用弯曲梁理论将载荷转换为应力。

按照文献中建立的程序进行膨胀塞测试。将样本切割并抛光至约25mm长，并使用95计示硬度的12-15mm聚氨酯塞。十字头速度设定为1.5mm/min。在测试期间通过具有2.5-3mm标距长度(Ω)的应变仪监测应变。对每个样品进行至少5次测试，并使用Lamé方程计算管ID和OD的应力。

使用在ASTM C1773中描述的程序进行轴向拉伸测试。使用被动夹持夹具，其中管在ID和OD(United Resin Corps Tuff Bond环氧树脂)上进行环氧化。样品总长度为100-120mm，标距截面为50mm。U接头用于帮助确保通过一组4或8个应变计测量时的正确对准，其中3-4mm标距长度以90度间隔安装。十字头速度设定为2mm/min。对于轴向拉伸测试，报道的数据表示至少3次测试的平均值。该测试方法先前通过测试具有众所周知的拉伸强度的整体SE级碳化硅(Hexoloy)和99.8％纯度的氧化铝管(Coorstek)进行了验证。测量的拉伸强度在这些整体材料的报道值的10％以内。

对于膨胀塞和轴向拉伸测试，可以通过应变数据中的小滴来检测大尺度裂纹的大量测量，但是在这项工作中没有使用监测更局部的微尺度裂纹的技术(比如声发射检测)。使用在相应ASTM程序中描述的方法从应力-应变曲线获得弹性模量、比例极限应力(PLS)和极限拉伸强度(UTS)。

热扩散率

使用NETZSCH LFA427激光闪光分析仪，按照Parker等人引入的方法，并采用根据Zhang等人的样品几何形状的修改，测量热扩散率。测量平坦和弯曲样品，并从SiC-SiC管的侧面切割弯曲样品。样品尺寸保持恒定在10mm×10mm，以装配到分析仪的样本架中。在25℃、300℃和800℃的全厚度方向上测量热扩散率，并在每个温度下进行三次测量。

渗透率

使用质谱仪泄漏检测器(Agilent VS MD30)并考虑ASTM E432-91(2011)的指南评估SiC-SiC管的渗透率。泄漏检测器与粗抽泵、定制室、氦源和压力表组装在一起。待测试的样本保持在高压区和低压区之间的室中，并且该组件可以定位在管炉内以促进高温下的渗透率测试。通常，在测试期间在样品上施加1atm的压差，然后监测泄漏率，因为检测到氦渗透通过样品并且直到泄漏率达到稳定状态。一个示例性测试配置在图13中示出。该设备可用于测量通过两端开口的SiC-SiC管和一端用SiC端塞密封的管的泄漏率，使用基于SiC的接头连接。

尺寸公差

使用触针表面轮廓仪(具有2.5μm半径金刚石尖端的Dektak 6M)进行表面粗糙度测量，以与从XCT体积提取的粗糙度值进行比较。轮廓仪扫描长度在2mm至7mm之间，垂直高度范围为254μm，垂直步长分辨率为4nm。所有的轮廓仪粗糙度扫描都是在轴向上进行的。

使用配备有Perkin Elmer 1620 CS3检测器的Nikon XT H 225 X射线计算机断层摄影单元从X射线计算机断层摄影(XCT)获得其他尺寸测量。由于正在检查的SiC包层管的高纵横比，根据所评估的尺寸公差，以不同的分辨率和放大率进行扫描。体积图形“VGStudio Max”用于分析生成的图像体积。

为了获得数据，在分开的25cm长的区段中扫描更长(～0.9m)的SiC-SiC管。每个重建的3D体积由720个2D X射线投影生成，光束设置为140kV和55μA，没有滤波器。每个管的四个区段被单独重建，然后使用体积图形或XCT分析软件缝合在一起成为一个可测量的体积。单个重建体积和缝合体积由0.002mm3的体素测量组成，其对应于127μm的线性分辨率。

使用另外两种测量工具获得额外的直线度测量：坐标测量机(CMM)(WenzelLH87)，其在X、Y和Z方向上提供12.7μm的分辨率，以及数字高度计(SPI 13-599-6)，其提供10μm的高度分辨率。

可以通过测量SiC-SiC管壁外侧上的CVI SiC沉积的厚度来评估渗透均匀性。该外SiC层在致密化过程中形成，其厚度受复合结构、渗透条件和渗透效率的影响。因此，该外CVI SiC层的变化可以用作下面复合材料的均匀性的近似指示。将较长的管以10cm间隔横截开，安装并抛光，并使用扫描电子显微镜(Phenom X SEM)测量厚度。

基于SiC的核燃料包层的性能要求

基于碳化硅的核燃料包层(包括为用于当前LWR的事故容许燃料设计的包层和为其他先进反应堆概念设计的包层)的性能属性必须被定义并证明用于正常操作、设计基准事故和超出设计基准事故，并且包层制造必须在非常大的生产规模下可行。Bragg-Sitton等人已经公布了对这些要求和性能标准的非常全面的评估，并且一些关键的包层指标包括机械强度、热性能、不渗透性和尺寸控制。对于LWR燃料包层，尺寸要求可能类似于目前的锆合金包层管规格，其包括～0.8-1.3μm表面粗糙度要求±25μm椭圆度要求和每300mm长度0.25mm直线度要求。对于最终的基于SiC的包层设计将需要重新建立确切的要求。此外，其他反应堆类型(气冷反应堆、景天冷却、金属或熔盐冷却等)的燃料包层设计可能具有不同的尺寸和几何规格和公差，但本发明中描述的包层设计可以应用任何这些。

为了满足这些要求，可以在复合管的外侧上使用化学气相沉积来沉积不可渗透的整体SiC层，从而产生外整体设计，如该专利文献中所述。

所制造的管和结构的示例在图14A-C示出。图14A示出了制造的～0.9m长的SiC-SiC管的示例。图14B示出了具有外整体SiC涂层的管结构的横截面。

SiC-SiC管结构的机械表征

为了证明纤维增强物对环向和轴向强度的影响，研究了两种不同的纤维架构。第一架构具有在轴向方向比环向方向略高的纤维增强比率(1.5:1)，而第二架构在环向方向上偏置(1.3:1；相比之下，纤维取向为±45°的架构将与1:1环向:轴向增强比率平衡)。C环测试用于测量环向强度，单调拉伸测试用于测量轴向强度，两种不同纤维架构的工程极限拉伸强度报道在表1中。这表明广泛的控制可以在基于复合结构的机械性能上实现。这证明了通过使用两个或更多个不同的复合层而不是单个层来优化机械性能的益处。

表1两种不同纤维架构的环向和轴向的机械数据(括号中给出的标准偏差)

代表性C环测试的应力与位移曲线图示于图15A中。尽管C环测试最适合与平面弯曲测试进行比较，但已经证明，对于相对均匀的复合材料，C环测试可以很好地逼近环向应力。在该工作中观察到的强度和模量与先前对于SiC-SiC面板和管报道的那些相似，尽管报道之间的纤维架构的差异意味着比较仅是近似的。对于两种纤维架构，都观察到类似的失效位移。然而，环向偏置的复合材料显示极限拉伸环向强度增加超过50％，并且显示出更好地承载超出UTS的残余载荷的能力。这种较高的承载能力在严重的事故情况下将是重要的，并且将有助于将包层保持在可冷却的几何形状中而没有脆性断裂。环向方向上的附加增强意味着可以发生更多的桥接裂纹，这是提高复合材料的韧性和强度的主要机制之一。在桥接裂纹中，基质裂纹沿着纤维周围的弱界面层偏转，并且所产生的载荷被转移并保持在未损坏的纤维上。

图15B示出了这些样本的单轴拉伸测试的代表性应力与应变曲线。对于轴向偏置的纤维架构，观察到高得多的轴向UTS。这与C环测试结果一致，其中在加载方向上的额外增强导致更高的强度。该结果是预期的并且与文献中的报道一致，其中具有不同纤维取向的聚合物基质复合材料管显示出与在加载方向上对齐的纤维增加相关的增加的失效载荷的趋势。对于环向偏置的样本，观察到失效时的附加应变和较低模量，这可能是由于复合材料的密度和孔隙率分布的差异。同样，这表明了复合架构对性能的重要性，以及通过使用两个或更多个独特且不同的复合层来提高性能可以实现的好处。

在一些实施例中，针对每种强度测试方法表征的所有样本具有相同的长度，根据用于进行测量的技术选择。Katoh等人报道，沿与纤维增强方向偏轴的加载方向测试的复合材料表现出样本宽度对强度的影响，特别是当样本宽度与纤维增强单元格宽度相当时(随着样本宽度减小观察到强度值降低)。在这项研究中，膨胀塞和轴向拉伸测试使用的样本包括完整的管直径，其长度是单元格尺寸的许多倍，因此样品尺寸没有问题。C环测试使用较短长度的管(2-3mm)，但是Jacobsen等人报道，在较大的膨胀塞测试样本和与当前工作中使用的相同尺寸的C环测试样本上测量的环向强度值之间具有良好的一致性。因此，虽然用于包层应用的较大～4m长的管可能需要额外的测试来确认性能，但根据文献和当前的结果，该工作中使用的样本尺寸足够大，以提供这些SiC-SiC复合管的性能的代表性测量。

这些结果表明了控制环向和轴向方向上的相对强度的强大能力。这表明对管可以精确控制环向与轴向强度的比率。对纤维结架构的控制将允许把包层定制到正常操作期间预期的特定条件以及事故情况，并且使用如本发明中所述的两个或更多个不同的复合层将允许更好的优化。需要考虑这些情况和相应的压力，因为架构是通过规范应用要求、预期应力建模和制造考虑因素的组合来确定的。

图15C示出了对仅用小尺度添加剂增强的复合材料进行的附加机械测试的结果。这些SiC结构(比如SiC晶须)比用于编织纤维或缠绕纤维类型的SiC-SiC复合材料的连续SiC纤维小得多。这些添加剂提供一些增强。然而，由于它们的小尺度(不在复合材料中长距离延伸)和控制这些添加剂的取向的挑战，这些不能提供与编织或缠绕纤维复合材料中使用的连续增强纤维相同的显著韧性益处。这导致在这种小添加剂复合材料机械响应的应力-应变响应中观察到的较低强度和最小的伪延性行为。因此，为了获得最佳的机械性能，优选包含编织纤维或缠绕纤维增强物的结构以提供更高的强度，并且能够在环向和轴向方向之间定制机械性能以最好地满足性能需求。然而，这些小添加剂复合材料具有其他优点，比如与连续纤维增强物相比，提供光滑得多的制造表面粗糙度。多个不同复合层的使用利用了每种类型的复合层的有利特性，并允许创建结合每个的最佳属性的结构。

除了引入两个或更多个不同的复合层之外，本发明还利用多层结构，其中整体SiC层放置在复合材料的外侧或内侧，或两者。与SiC-SiC复合材料相比，整体SiC提供了改善的抗氧化性，并且如果它保持未开裂，可以提供气密性，而复合层提供增加的包层强度和韧性。由于在整个燃料寿命期间必须包含裂变气体，因此整体层在正常操作条件下保持完整是很重要的。在一些实施例中，该整体层最佳地定位在包层的外侧，以最好地适应反应堆操作期间的预期应力。

热扩散率

在SiC-SiC复合材料中，由于SiC-SiC板(由织物层组成)和管(使用缠绕或编织纤维)之间的纤维架构不同，纤维结构和相关的孔隙率对机械和热性能具有显著影响，平面复合材料的测量结果与管无法直接比较。在表征方法针对平面几何形状进行优化或者限于平面几何形状的情况下，这种考虑是重要的。

可以根据样品的比热、密度和热扩散率确定样品的热导率。无需考虑样品几何形状即可进行比热和密度测量。热扩散率测量通常使用激光闪光方法从平坦样本获得，其中脉冲激光将能量传递到样品的一侧，并且根据时间监测样品的相对侧上的温度。热扩散率是样品厚度和时间-温度分布的函数，特别是温度达到最终最大值的一半所需的时间。该方法假设平坦样品和1维热传递，因此不能直接用于测量弯曲样品中的热扩散率，其中发生二维热传递。

可以将几何因子确定为样品曲率的函数，然后将其用作对测量值的校正以获得实际材料扩散率值。以前已经发表了对这项工作的更完整的解释，包括基于二维传热方程的曲率效应的推导，以及温度对几何因子精度的影响的评估。

使用该几何校正因子评估取自制造的SiC-SiC复合管的样本。在沿贯穿厚度方向但在两个取向上测量相同的样本，其中凹曲率朝上和曲率朝下。然后将该校正因子应用于凹向下热扩散率测量(这是获得几何因子时使用的取向)。代表性弯曲SiC-SiC样本的结果显示在图16中。两个样本取向的未校正的贯穿厚度热扩散率测量非常相似，值仅相差2-3％。然而，通过应用几何校正，可以看出两种取向都高估了真实的材料热扩散率约10％。这种显著差异表明了对弯曲样本的几何形状进行适当校正的必要性。这里测量的贯穿厚度热扩散率值(室温下为7.9mm2/s)和随温度升高而降低的扩散率的趋势与文献中的其他报道相似。Katoh等人总结了来自多个来源的平坦非辐照SiC-SiC复合面板的数据，其中在室温下的贯穿厚度热扩散率值为对于采用Hi-Nicalon型-S纤维增强的复合材料为6.5至8.5mm2/s和对于采用Tyranno-SA3纤维增强的复合材料为7.5至13.2mm2/s。此外，Katoh等人报道，热扩散率和导热率随测量方向而变化，并且与SiC-SiC复合材料的贯穿厚度方向相比，在平面内方向通常更高，因为纤维可以传导热量并且孔隙率分布不同。对于包覆应用，高热扩散率和相应的高导热率对于确保从燃料中除去热量并减少由热梯度引起的包层中的应力是重要的。

渗透率

渗透率是基于SiC的包层的关键性能指标，因为裂变气体在整个燃料寿命期间的密封容纳是挑战性的，这是由于在超过SiC-SiC复合材料中的比例极限强度和残余孔隙率的应力下发生基质开裂。整体碳化硅的渗透率极低，并且使用多功能夹具来保持样本并防止氦泄漏，同时便于测量通过样品的非常小的泄漏率。经过验证，夹具组件在高温下具有一致的性能，允许在300℃下进行测试。为了确保准确的结果，使用校准的泄漏标准品和无效和对照样品来区分通过密封件(样品和夹具之间)的渗透和通过样品本身的渗透。此外，过多的管表面粗糙度干扰了在样品表面上获得防泄漏密封的能力，因此在样品制备中必须小心。

基于当前压水反应堆(PWR)燃料包层的最大可接受泄漏率来分配泄漏率要求，最大可接受泄漏率在室温下以1.7MPa氦气压力取10^-6atm-cc/s。对于基于本发明的其他反应堆类型中使用的包层，该值将变化，并且结果将表明该设计能够满足比这里给出的要求显著更严格的泄漏率要求。根据该值，对在不同温度和压力下测试的较小样本推断泄漏率要求。此外，用于燃料包层应用的合适的基于SiC的材料应满足通过管壁的泄漏率要求，并且整个包层结构(包括用于密封端部的材料)也应满足要求。基于碳化硅的连接方法可用于将SiC-SiC复合管的一端用整体SiC端塞密封。这些接头包括高纯度立方SiC，并达到～80MPa的室温剪切强度，满足遏制(containment)预期寿命终止LWR包层压力的要求，以及其他反应堆燃料棒设计的预期包层要求。使用的管是涂覆有外整体SiC层的SiC-SiC管，并且测试两端开口的基于SiC的管以及使用SiC端塞和SiC接头密封一端的管。这种氦泄漏测量方法是通用的，并且可以通过使用改进的夹具和密封方法适应于管之外的不同SiC部件几何形状。

初始测试确定具有外整体层的复合包层管和具有使用基于SiC的连接方法连接的端塞的管可满足在制造状态下LWR应用的渗透性要求。测得的氦泄漏率低于10-12atm-cc/s。

在核反应堆中，包层结构在燃料寿命期间将经受应力和负载条件，包括由于裂变气体积聚、热循环和用于加燃料的动力斜坡或停机时的机械应力循环的内部加压。在这些条件下，包层必须保持气密性，而同时进行中子辐照。

在进行的测试中，样本经受内部压力和热循环，并根据应力水平评估渗透率。使用在认为发生微裂纹的应力水平附近开始的膨胀塞技术，将内部应力施加到具有外整体层的端部开口的复合管(如该专利文献中所述)。以3.8MPa的内部压力增量对样本施加应力，然后除去载荷并测量渗透率；重复这个过程，直到失去气密性。该增量加载的结果显示在图16中，加压至56.2MPa内部应力后未检测到泄漏。在下一次应力施加之后，在60MPa的内部压力下，样品中的微裂纹导致不渗透性的部分损失。在额外的3.8MPa的压力之后，裂纹变得严重到足以使泄漏率超过泄漏检测器的极限。该内部压力远远超过典型LWR燃料棒的寿命终止压力，通常在15-20MPa的范围内。使用具有均匀材料近似的Lamé方程，当气密性丧失时，样本壁中的环向应力的下限将在100MPa和120MPa之间。然而，这种均匀的材料方法低估了整体层上的应力，因为这并未考虑整体层的模量通常约为复合层的模量的两倍。整体层上的实际应力将高于均匀材料假设所表明的，尽管需要更详细的基于FEM的计算来提供更准确的应力计算。

图17中还绘制的是标称泄漏率要求，以及仅由单个复合层(没有外整体SiC层)组成的管测量的典型泄漏率。这显示了对于仅复合结构实现所需气密性的挑战，并且清楚地显示了通过将整体层与多个内复合层耦合以改善结构的不可渗透性而获得的实质性改进。

在连接的管/端塞组件上进行额外的应力加载，并且在进行基线渗透率测量之后，使样本经受在室温和1000℃之间的十个热循环。此时进行渗透率测试，然后在最终泄漏测试之前施加16.8MPa内部压力的额外载荷。这些渗透率测试在300℃下进行，对于测试温度、施加的氦气压力和样品尺寸的这种组合，从全燃料LWR棒要求推断的泄漏率为3.0×10-8atm-cc/s。

在热循环之后没有观察到稳态泄漏率的可观察到的变化，并且在随后的内部加压之后仅检测到泄漏率的小幅上升。这些结果如图18所示，在应用所有加载条件后，4.05×10-9atm-cc/s的最终泄漏率几乎比计算的泄漏率要求低完整数量级。这些结果表明，由外SiC外涂层涂覆并用SiC端塞和基于SiC的接头密封的内SiC-SiC复合层组成的基于SiC的包层管可以表现出稳健的性能并且在保持气密性的同时经受不同的加载条件。这些结果还表明，本发明中描述的设计能够满足超过LWR设计所需的泄漏率要求。

尺寸控制

为了证明包层管可以满足尺寸要求，必须使用测量均匀性、粗糙度、圆度和直线度/圆柱度以及其他尺寸的精确方法。目前，有一系列工具可用于获得这些尺寸公差值，包括显微镜、CMM、千分尺、高度计和触针轮廓仪。X射线计算机断层摄影可用于生成部件的高分辨率3D重建，并且可以从单个XCT扫描中提取一系列尺寸测量。这些工具用于证明可以制造基于本发明的碳化硅包层结构以满足直线度、粗糙度和均匀性要求。

在这些研究中，使用X射线断层摄影术扫描几个SiC-SiC管样品的部分，然后重建用于分析。对于粗糙度测量，以较高分辨率扫描较小区域，并且直接从这些体积获得粗糙度值而无需进一步处理。对于较长管长度(～0.9m)的较大尺度测量(直线度、圆柱度)，必须将单独的体积对齐、缝合并组合成包括整个管的一个较大体积。

从触针轮廓仪扫描获得表面粗糙度测量值。检查两个管样品：一个制造的具有编织增强纤维结构的SiC-SiC复合管，和第二个管，其经过额外的处理以引入含有小添加剂的SiC-SiC复合层，其提供降低的表面粗糙度。

制造的管显示出由下面的纤维束架构产生的显著的表面纹理，如在渗透之前的起始纤维结构的代表性照片中所见，如图19A所示。对于每种方法获得多次扫描，并且可以获得整个管的平均粗糙度。来自触针轮廓仪的代表性表面轮廓显示在图19B中，并且在性质上相似。

从轮廓仪获得的粗糙度值在表2中给出。各个增强SiC纤维束的高度在～200μm-300μm的范围内，并且纤维架构和束重叠的区域有助于制造的管中的表面起伏。因此，预期的结果是获得的峰-谷粗糙度测量与单根纤维束的厚度非常相似。这表明，针对强度或其他性能特性进行优化的纤维架构可能不是理想的，以提供包覆应用所需的低表面粗糙度。

表2取自7mm长的轴线轮廓的制造的SiC-SiC管的外表面的粗糙度值

粗糙度	轮廓仪结果
		R<sub>平均</sub>	32.7μm
R<sub>rms</sub>	42.4μm
		R<sub>峰-谷</sub>	197.4μm

预期制造的管中的大峰-谷粗糙度(以及平均和rms粗糙度值)不足以用于核燃料包覆应用。包层内表面上的过度粗糙度将导致燃料和包层之间的间隙变化，并且可能导致不均匀的温度梯度，从而在包层中引起额外的应力。另外，尽管包层外表面上的高表面粗糙度可以由于湍流混合而对热传递提供一些益处，但是这种粗糙度将增加通过芯的冷却剂压降。通过组合针对光滑表面优化的复合层和针对强度优化的复合层，使用两个或更多个不同的复合层可以解决该问题。

因此，期望在内外表面上表征具有可控粗糙度的包层管。可以使用几种方法来实现受控的表面粗糙度，比如抛光或研磨，或者通过使用复合层，与图19A所示的连续纤维增强复合材料相比，复合层可以提供改善的表面光滑度。检查在编织SiC-SiC复合层的内侧和外侧上具有包含小增强添加剂的薄复合层的管，如图19B和图19C所示。

与具有编织连续纤维增强的SiC-SiC管一样，使用触针轮廓仪获得粗糙度值。

表3中列出了平均值、均方根和峰-谷粗糙度，并且与编织纤维SiC-SiC管相比，该小添加剂复合层管的粗糙度显著降低(～5-10x)。这种小添加剂复合表面和编织纤维复合表面的代表性表面轮廓扫描如图19D所示。虽然尚未定义基于SiC的燃料包层的粗糙度规格，但这些值接近锆合金包层管的当前规格，并且通过对加工方法的进一步细化可以获得进一步的改进。内表面和外表面的粗糙度值是可比较的。从取自管样品上六个不同区域的2mm长线扫描的粗糙度值获得标准偏差。这显示了通过在包层结构内组合两个不同的复合层可以获得的显著优点，因为可以制造的包层管将包含编织或缠绕连续纤维增强物的复合材料的期望机械强度与更光滑的制造的表面相结合，后者可以从含有小尺度增强添加剂的复合层获得。这种降低的表面粗糙度可以降低与制造后加工和抛光以满足表面粗糙度规格相关的成本和时间。

表3取自2mm长的轴线轮廓的使用触针轮廓仪获得的光滑SiC-SiC管的粗糙度值

直线度和圆柱度对于燃料包覆应用是非常重要的，因为与直线度的偏差可导致紧密堆积的燃料组件中的管之间的不均匀间隔，导致热传递的变化、增加的应力和潜在的弯曲。

对于管状结构，直线度测量评估管表面与沿管轴向方向对齐的直线参考线的最大偏差。虽然只有直线度和圆度(或椭圆度)可能是包层管的规格要求，但圆柱度测量将管直线度和管圆度的评估结合到单个测量中，因为直线度和圆度的偏差有助于整体圆柱度值。通过分析重建的XCT体积可以容易地获得圆柱度测量，并且这提供了评估管几何形状的单个值。

通过将圆柱拟合到测量管的外部来测量圆柱度，并且对于四个～25cm长的XCT体积中的每一个以及缝合的全长管进行这种测量。拟合过程涉及用户手动选择要拟合的表面上的大量随机选择的点(管的内表面或外表面；对于以下结果，使用外表面)。5000个均匀间隔的点自动拟合到管的表面以包围手动选择的点，并且使用高斯最小二乘拟合方法将完美的圆柱体拟合到这些自动选择的点。这些点用于获得圆柱直径，并且还通过基于与圆柱的拟合找到最大内接圆和最小外接圆来确定圆柱度。为这些测量选择的扫描尺寸给出了127μm的圆柱度测量的分辨率，这表示扫描分辨率和包含整个管长度所需的扫描次数之间的平衡。

对于较短体积部分(每个约25cm长)首先获得圆柱度结果。这些体积的圆柱度平均为399μm(标准偏差为49μm)，平均外半径为4.56mm(标准偏差为0.019mm)。然后分析代表整个0.9m长管的缝合和合并体积，并且将拟合过程(由用户选择的表面点引发)重复八次。整个长度的平均管外半径几乎与4.57mm的各个部分的平均半径相同(与4.56mm相比)，并且在所分析的八个单独拟合中的每一个之间基本上没有变化(这八种不同拟合的半径的标准偏差为0.001mm)。合并体积的拟合的平均圆柱度为774μm，不同拟合之间的标准偏差为30μm。这表明虽然拟合过程存在手动方面(用户选择形成拟合的基础的表面点)，但这种选择引入的潜在误差很小(标准偏差仅为平均圆柱度值的～4％)。

对于在该工作中分析的SiC-SiC管，即使所制造的管的表面粗糙度导致大的圆度偏差值，由于直线度偏差，整体圆柱度仍然具有显著的分量。假设直线度偏差是对0.9m长管的774μm平均圆柱度值的主要贡献，这将对应于在整个～4m长燃料棒上的～3.1mm的直线度偏差，其满足LWR燃料包层的要求。然而，核燃料包层管的直线度公差相对于圆度要求而言较大。

作为与XCT导出值的比较，还使用坐标测量机(CMM)和垂直高度计来评估这些管的圆柱度。与XCT扫描(X、Y和Z方向上12.7μm)相比，这种测量方法提供了更高的分辨率，并且可以同时测量整个0.9m长度的管。然而，CMM方法的局限性在于单独进行位置测量，因此对XCT方法能够提供的数千个表面点进行采样是不切实际的。该CMM限制可能引入一些采样误差，并且可能不足以代表圆柱度。在这些CMM测量中，围绕管的圆周在25个不同圆周中的每一个周围采取围绕180°的五个点，沿着管轴线均匀地间隔开。由该测量获得的圆柱度值为472μm。该CMM圆柱度值类似于从单个(25cm长)XCT体积(399μm)获得的圆柱度值，但小于合并的XCT体积(774μm)中的圆柱度。表4中给出了在该工作中从不同扫描长度和测量方法获得的圆柱度值的总结。

表4针对不同扫描长度和测量技术获得的平均圆柱度或直线度值。

用于包层管的圆柱度将取决于在下面的复合材料中获得的直线度，并且将在加工开始附近(在制造结束时没有任何机械研磨或抛光步骤)定义。因此，上面报道的圆柱度值给出了对于这些结构当前可以获得的直线度的良好近似。

使用一种另外的方法作为管直线度的快速评估。使用垂直高度计找到沿管长度的最高点，同时管端部放置在平坦的花岗岩表面上。虽然这种垂直高度计方法提供了快速测量，但该方法的实际精确度依赖于视觉评估以确保正在测量管上的最高点。因此，虽然垂直高度计的分辨率为10μm，但与XCT和CMM圆柱度测量方法相比，该测量方法的准确性受到更多用户误差。此外，由于此方法仅测量管上的最高点，它提供直线度测量，而不是圆柱度测量(圆柱度将包括直线度和圆度评估，并且仅采样最高点，垂直高度计不测量对圆柱度的圆度贡献)。然而，这些高度计测量用于评估使用名义上相同的制造方法生产的一系列管的直线度分布。所有管为～0.9m长，在九个管中，平均直线度为863μm，所有样品之间的标准偏差为453μm。这组测量如图20所示。目前的包层直线度要求是0.25mm/300mm长(相当于0.833mm/m)，使用XCT和CMM方法测量的管和用高度计法测量的管的大约一半符合规格(使用高度计测量的管中的三个超过要求，两个在3％以内)。通过对制造工艺的改进，预期可重复性得到改善并且导致满足该规格的管的更高产率，并且这表明本发明中描述的包层设计可满足包层直线度要求。

除了满足用于燃料包覆应用的长SiC-SiC管的生产中的尺寸公差之外，还必须的是材料性能沿管长度是均匀的，并且满足机械、热和渗透性要求。纤维结构和取向可以保持长管的良好一致性；然而，这些纤维的渗透可以在化学气相渗透过程中随长度变化。渗透的完整性是渗透过程中温度、压力和局部前体浓度的函数，并且所有这些参数以及副产物浓度可以在整个渗透室中在空间和时间上变化。在渗透过程中，沉积梯度从复合材料的外部发展到中心，这将导致在复合材料的外表面上逐渐形成致密SiC层。渗透的均匀性可以通过测量作为沿管长度的位置的函数的性质或孔隙率来评估，或者作为粗略近似，外SiC层的厚度可以用作均匀性的量度。这种近似假设如果SiC在外复合材料表面上的沉积是均匀的，那么内部渗透将可能是相似的。虽然不如沿管长度的不同点处的机械和热性能的直接比较或密度测量那样精确，但是作为长度的函数的SiC涂层厚度的变化可以提供关于渗透过程的均匀性的重要反馈。

使用两种方法进行沿代表性管长度的均匀性测量。首先，沿着长度以大约10cm的间隔进行XCT扫描，从一端开始并继续到管的中心。在每个间隔分析管的代表性体积，测量总材料体积以及总内部孔体积。由于使用的XCT扫描的分辨率，可能无法分辨极小的孔，因此这些值可能会略微低估实际的总样品孔隙度。然而，这种低估作为位置函数的显著变化是不可预期的，并且这些XCT扫描应该给出良好的均匀性指示。由这些测量计算孔隙率分数，并在图21中绘制为沿管长度的位置的函数。第二种方法使用外涂层厚度近似，并获得外涂层的测量和厚度的变化(归一化到平均厚度)且也显示在图21中。该数据仅代表沿管长度的距离的一半(从一端到中心)；然而，通过在制造期间管的周期性旋转，预期任何厚度变化从每个管端对称。这些初始结果表明沿管长度的孔隙率在5％和8％之间，并且涂层厚度变化为5％或更小。此外，没有观察到孔隙率或外涂层厚度变化的明显趋势作为位置的函数。对沿管长度的密度、机械和热性质的完整评估将提供更完整的数据集，然而这些结果表明，对于该包层设计可以实现良好的管轴向均匀性。

替代结构和试验结果

内整体SiC层

还制备了包含内整体SiC层的替代结构以及完全由SiC-SiC复合材料组成的结构，以显示本发明的设计和益处的对比。这些包含内整体层的管包括薄壁(～450um壁厚度)挤出和烧结的SiC Hexoloy管(St.Gobain Ceramic Materials)。与CVD SiC相比，Hexoloy具有类似的未辐照材料特性，但含有烧结辅助，且具有略低的密度和纯度。然后在该内整体周围形成增强纤维作为第二层。通过将纤维放置在心轴周围以限定管内径来形成管结构(仅由SiC-SiC复合材料构成的管和具有内复合层的管)。例如，图14C示出了具有内整体SiC层的管结构的横截面。

SiC-SiC管结构的机械表征的测试模型

为了比较的目的，基于简化的纤维架构进行环向与轴向强度的预期比率的计算。假设极限强度取决于纤维的强度(在显著的基质开裂后发生最大强度降低了基质承载能力)，纤维缠绕压力容器强度方程可以给出给定纤维对齐的强度的粗略估计。这种简化的方法忽略了纤维架构细节，比如编织、纤维束弯曲和相关的卷曲效应，但可以粗略估计不同纤维增强结构在环向和轴向方向上的相对强度。对于所研究的两种纤维架构，测量的环向强度相对于轴向强度高于基于该简单近似的预测。在轴向偏置的样品中，这个简单的估计预测轴向方向上强度比环向方向上的强度高50％，但测量的轴向强度仅比环向强度高～13％。这种差异在环向偏置的样本中也很明显，其中预测30％更高环向强度，但测量的环向强度比轴向强度高300％以上。这与文献中对于±45°编织管的报道形成对比，其中观察到几乎相同的环向和轴向行为，如平衡编织架构(轴向:环向纤维增强的1:1比率)所预期的那样。

除了纤维增强架构之外，模型预测和测量之间的差异表明其他参数正在影响机械性能。过去的制造经验表明，某些纤维预制件可能更容易渗透到接近完全理论密度或具有更有利的孔分布，从而导致改善的机械性能。由于具体地已知孔隙率对陶瓷和陶瓷复合材料中的弹性模量具有直接影响，因此其在纤维架构中的分布可能是差异的最可能原因。

估计的环向和轴向强度与测量值之间的差异也可能是由于测试方法和测试样本几何形状之间的差异。对于轴向测试，在标距长度内加载相对大体积材料，而在C环测试中，仅小体积材料经受最严重的加载条件。对于具有缺陷和空隙分布的陶瓷基质，较大的体积将增加包含较大空隙的可能性，该空隙可在较低应力水平下引发开裂。然而，已经证明了C环环向强度结果与膨胀塞环向强度结果(其中加载了更大的样品体积)之间的相似性，表明应力材料体积的差异可能无法完全解释轴向和环向强度结果的差异。除了孔尺寸分布之外，孔几何形状也可以显示出方向依赖性。空隙形状和对齐受纤维架构的影响，这也可能有助于观察到的环向和轴向强度的变化。另一贡献因素可能是在夹持和加载过程中可能出现更复杂的应力状态，并导致样本开始失效。对于轴向拉伸测试，小的不对齐可能在加载过程中引入弯矩，而C环样本上的接触点远离失效点。然而，轴向拉伸测试的测量弯曲通常低于5％。需要更详细地研究制造和机械测试参数对测量的SiC-SiC复合材料性能的影响，以解决模型预测和测量之间的差异。然而，模型计算为评估架构提供了相对指导。

已经用内或外整体层测试了多层管，以研究该多层结构对机械性能的影响。在机械测试期间，该多层结构保持完整，并且未观察到层之间的分层。仅由具有相同纤维架构但缺少整体SiC层的SiC-SiC复合材料组成的附加管在相同条件下进行处理并进行比较目的测试。在这项工作中没有测试完全整体管，但作为参考，CVD SiC具有～460GPa的模量和200MPa至500MPa的强度，并且烧结的Hexoloy SiC在室温下具有280MPa的报道的弯曲强度和420MPa的模量。表2中给出了多层和全复合管的环向强度结果。对C环结果进行了Weibull分析，表5中也报道了Weibull模量。对于这些测试，10个样本被测试用于内整体结构和相应的全复合结构以及外整体结构。这些样品的Weibull模量值范围为4.6至7.9。从对应于外整体结构的全复合结构中仅测试了五个样本，并且认为该较小的样本组是该样品具有12.1的较高的Weibull模量的原因。这些值类似于文献中对于SiC-SiC复合材料报道的那些(3.7和11.0之间)。对于内整体和相应的全复合材料样品，所使用的增强纤维架构与表1中所示的轴向偏置架构相同。外整体及其相应的全复合管比典型的LWR包层直径(～19mm内径)更大；然而，这些管的制造过程基本上与较小管的制造过程相同，纤维结构具有代表性，并且对于LWR尺寸管预期类似的结果。在一些实施例中，外整体和相应的全复合结构的纤维架构是环向偏置的。由于增强纤维架构的差异，不能进行整个内外整体结构的强度值之间的比较；在这项工作中，这些强度值应只能与其相应的全复合管样品进行比较。

表5两种不同的多层架构和相应的复合材料仅管的环向方向性能的机械数据(括号中给出的标准偏差)

在多层材料的情况下，由于管的不均匀性而提供C环数据和膨胀塞数据，这可能导致在C环测试中与环向UTS的更大偏差。对于膨胀塞测试，计算并报道OD和ID的应力，但是这种特定的计算假设材料是均匀的(而不是多层的)。复合材料和整体之间的弹性模量和泊松比的差异导致各层之间的不同应力分布，因此报道的值应仅视为近似。特别地，当与均匀材料近似相比时，由于整体的模量较高，整体层中的实际应力将高于复合层中的实际应力。需要更详细的FEM分析以提供通过这些分层包覆结构的应力分布的更准确计算。

对于内整体的情况，通过C环测试测量的UTS略低于仅相应的复合材料UTS。位于内径的140MPa的PLS对应于内整体层的开裂。对于这些样本的C环测试的应力与位移可以在图22A中看到。C环测试使复合材料的OD处于拉伸且ID处于压缩，因此预期和试验观察到内整体样本的应力-位移行为与仅复合材料非常相似，因为在两种情况下拉伸应力主要应用于复合层。虽然整体形状和UTS非常相似，但是对于所有复合材料样本，平均观察到UTS的位移较高。这表明由于纤维分数减少，添加整体导致样本中的一些韧性损失，表明该内整体构造不是整体层的理想位置。

对于外整体结构，UTS更接近相应的仅复合材料样本，表明外整体的应用对复合层本身几乎没有影响，并且一旦整体层被破坏，其表现类似于仅复合材料样本。该观察结果由图22B中所示的C环测试支持。对于外整体样本，当整体层加载至失效时，观察到初始线性弹性区域。一旦整体层失效，载荷重新分布到复合材料上，且应力-位移行为变得非常类似于对于仅复合材料样本观察到的应力-位移行为。对于外整体和内整体样本，在达到PLS后具有显著的附加承载能力，并且观察到复合行为。

通过在复合材料的OD上使用应变仪测量应变，并且在多层管上进行的膨胀塞测试的应力与应变图可以在图23A和图23B中看到。在这些图中特别感兴趣的是PLS处和之后的应力应变图的形状。可以在管的外表面和内表面确定PLS(这些在表5中列出)，并且尽管由于整体(内与外)的位置不同而在图中看到的PLS值不相同，在两种情况下，整体在约130-140MPa下失效。一旦整体失效，由于整体承载应力/应变的能力显著降低，系统中的应变迅速重新分布。在内整体结构的情况下，该效果尤其明显，其中一旦内整体中发生裂纹，则在复合材料的OD处观察到应变的大的跳跃。由于该内表面的应力最高，这意味着必须进行更大的重新分布。该数据突出了对于管的内部加压的简单情况在外部使用整体的优点。

对于在操作条件下基于SiC的事故容许燃料，由于热梯度和辐照引起的膨胀，实际应力分布将更加复杂。因此，仅从这些数据中无法得出明确的结论，需要对这些复杂条件进行更全面的评估。对于燃料包层应用，必须进行彻底的应力分析，考虑加压以及热梯度和辐照引起的膨胀效应。已经分析了不同潜在的基于SiC的事故容许燃料包层设计的应力结果，其结果在其他地方公布。然而，这里使用的C环和膨胀塞测试方法仍然可以提供有价值的基本强度信息，以帮助评估所有复合结构和更复杂的多层包层设计。

热扩散率

对替代材料进行一系列测量以确定样品曲率对使用激光闪光方法的热扩散率测量的影响(通过评估温度达到最大值的一半所需的时间)。由1.25mm厚的铅板制成并弯曲到不同半径的替代样品的试验结果示于图24中，基于这些结果凭经验确定几何因子。

尺寸控制

可以使用可定向和合并的相邻扫描体积中的可识别特征来辅助对齐过程。当要合并的体积具有类似的重复特征时，使用适当的对齐特征可能特别重要，重复特征可能在体积之间不容易区分。为了在这项工作中用作对齐辅助，将SiC-SiC管的小的附加部分附接到沿着长度以三个间隔扫描的较长管的侧面。这些附加对齐辅助的确切性质并不重要，只要它们的尺寸使得它们具有的特征可以在扫描之间容易地定向，可以完全包括在相邻扫描中，并且具有与SiC-SiC管类似的密度，其被扫描以便不会在XCT中引起对比度问题。

这些对齐辅助之一相对于SiC-SiC管的构造示于图25A中，图25B中示出了四个单独的扫描体积，图25C中示出了完全缝合和重建的0.9m长的SiC-SiC管。

虽然使用X射线计算机断层扫描允许快速测量样品表面的大面积上的粗糙度(通过多次轮廓扫描)，以及在任意方向(不限于轴向)的粗糙度评估，这些结果显示基于扫描分辨率的XCT方法的局限性。对于具有较大表面粗糙度的样品(制造的管)，XCT粗糙度结果与参考测量(触针轮廓仪值)很好地吻合。XCT粗糙度值大约是触针轮廓仪结果的一半。对于这些更光滑的样品，在这项工作中用于XCT扫描的扫描分辨率不足以提供与轮廓仪扫描相同的粗糙度细节，并低估了实际的样品粗糙度。对于这些更光滑的SiC-SiC管(Ra≈5μm)，应使用更高放大率的XCT扫描，分辨率为～1μm或更好。在文献中已经报道了具有亚μm分辨率的SiC-SiC复合材料的X射线断层扫描。通过这种改进的分辨率和对XCT扫描参数和体积重建的修改，该技术可用于快速评估基于SiC的核包层管。

通过将圆拟合到XCT管体积的内径或外径来测量圆度。每个拟合圆使用5000个均匀间隔的点和高斯最小二乘法来确定圆直径。然后使用最大内接圆和最小外接圆基于拟合到圆的5000个点的位置确定圆度(图26A)。该方法用于测量沿着整个0.9m管的缝合XCT 3D重建的轴线的11个均匀间隔点处的圆度(和相应的管半径值)。基于这11个测量的平均外半径为4.56mm(标准偏差为0.02mm)，圆度为242μm(标准偏差为22μm)。沿管长度的圆度值和管半径值绘制在图26B中。

圆度值表示与圆度的显著偏差并且超过±25μm的圆度规格；然而，这是所制造的管的大表面粗糙度的结果，其未经历额外的处理步骤以减少粗糙度。由于圆度测量是沿圆柱形横截面的最高点和最低点的函数，因此由下面的纤维束结构引起的不均匀性导致大的测量圆度值。对于诸如在该工作中测量的具有高粗糙度的那些管，椭圆度和粗糙度对总圆度值的贡献不能被分离，如图26C和图26D所示。

从单独和缝合的XCT重建获得的圆柱度的增加(与合并体积的774μm相比，各个体积的平均圆柱度399μm)可以来自两个不同的来源。造成这种情况的一个原因是，与25cm的单个区段扫描相比，较长管的直线度偏差实际增加。如果存在通过分析单独的25cm长扫描而错过的管的总长度的较大的直线度偏差，那么可以预期直线度值将随着管长度的增加而增加，并且相应地，随着分析的管长度减小而减小。

可替代地，可能存在与缝合过程相关的误差，这导致未对齐并引入直线度偏差，这是缝合过程的伪影而不存在于实际管中。

对于由外复合层包围的内整体构成的管结构，直线度将反而受到下面的整体管的直线度的强烈影响。为了研究这一点，使用CMM测量挤出的～0.9m长薄壁(～400-500μm壁厚度)Hexoloy管的圆柱度。这是与图14C所示的内整体结构中使用的材料相同的材料。该部分的圆柱度为267μm，或略大于制造的SiC-SiC管的一半。由于该Hexoloy管的表面粗糙度比制造的复合管的表面粗糙度更光滑，因此在Hexoloy圆柱度中不存在的所有复合管中的圆柱度具有显著的粗糙度贡献(～200μm，参见表1)。此外，对于内整体结构，由纤维架构引起的粗糙度仍然存在于覆盖复合层中，因此对于Hexoloy管测量的267μm圆柱度应该代表具有内整体结构的管的最佳情况圆柱度。最终的圆柱度可以与全复合或外整体管的圆柱度相当。

试验结果的讨论

SiC-SiC复合材料的纤维架构对在该工作中测试的管的相对环向和轴向强度具有显著影响。结果支持这样的观点，即管纤维结构的精心设计将允许控制和平衡所产生的环向和轴向强度以满足操作要求。还测量了多层管结构的环向强度，并且这些样本具有与相应的全复合材料样品相似的强度。

使用氦泄漏检测器验证具有外整体层的基于SiC的管结构的气密性。原型管结构，包括端部开口的管和由一端通过端盖和基于SiC的接头密封的管组成的那些，受到机械和热负荷。这些由使用基于SiC的接头密封有端盖的管组成的结构表现出耐久性和承受一系列应力同时仍保持不渗透性的能力。

使用几种方法来评估较长(～0.9m)基于SiC的管的尺寸公差。通常，X射线计算机断层扫描(XCT)可以提供用于测量宽范围尺寸公差的通用手段。非常大的部件(其超过单次扫描的机器尺寸限制)必须在多个区段中扫描，并且这些可以重新组合成单个体积用于分析。可以针对制造的复合管(显示处来自下面的纤维结构的相当大的纹理)使用触针轮廓仪测量粗糙度。然而，使用包含小尺度SiC晶须和其他添加剂的复合层提供了显著改善的表面光滑度，显示出组合多个不同复合层的益处。

还评估了管的圆柱度和直线度。使用三种方法来测量管圆柱度，并且这些值(包括来自管直线度和表面粗糙度的贡献)的范围为每米长度的偏差为0.5mm至1.0mm。

对于更光滑的SiC-SiC管测量的粗糙度值接近锆合金包层管的当前规格。所测量的长(～0.9m)管的大部分满足当前的直线度要求。

总的来说，在代表性的SiC-SiC管架构上证明了用于评估四个不同包层度量的表征方法，并且表明本发明中描述的包层设计可被制造成满足LWR燃料棒包层应用的尺寸公差以及其他反应堆类型的燃料棒规格。需要开发新的表征技术，以准确地表示在整个燃料寿命期间基于SiC的燃料包层将经历的更复杂的机械和热应力状态，并且事故容许包层结构的额外改进将导致燃料设计更好地能够适应这些应力。

没有石墨心轴的制造

可以使用各种方法制造本文公开的多层SiC复合结构。例如，石墨可以用作能够承受CVD或CVI的苛刻条件的心轴材料，以完成用于制造SiC复合结构的致密化过程。然而，如前所述，在致密化完成之后的心轴去除步骤通常涉及燃烧或加工掉石墨材料，因为SiC CMC可以与石墨机械互连。该专利文献进一步描述了可用于在基质处理期间将SiC复合结构制造成复杂形状而没有石墨心轴的技术和方法。

可以使用由粘合剂或添加剂支撑的纤维预制件来进行所公开的SiC复合结构的制造。当纤维预制件没有支撑并且不含粘合剂或添加剂时，它会松弛到具有最小应力的自然静止位置。然而，预先浸渍有添加剂的预制件在CVD/CVI期间保持其形状，因为添加剂支架支撑纤维。然后，在浆料中的粘合剂分解后，纤维和添加剂将保留。该支架起到纤维间支撑的作用，以防止纤维返回其自然静止位置对于涂层气体足够长以形成刚性的整体支撑结构。

制造支撑的预制件的添加剂负载量可取决于SiC基质的几何形状。例如，具有长度与直径的高纵横比的薄单层编织套管可能需要比具有低纵横比的厚多层编织套管更多的添加剂支撑。设计考虑因素之一是施加到预制件上的力的大小和方向。例如，在锐角上拉动的纤维板将需要比在长半径曲线上拉动的纤维板更多的围绕该角度的支撑。

包含添加剂、粘合剂和溶剂的浆料可用于促进这种支撑的预制件的制造。在不一定需要添加剂支撑但纤维预制件在处理过程中易于移动的情况下，还可以使用不含添加剂的浆料来简化预制件的处理。

图27示出了在制造复合纤维预制件的制造工艺之前将支撑结构2702和纤维2704分离时的示例性方案图。在制造期间，如图28所示，纤维2704放置在支撑结构2702的外表面上，例如缠绕着支撑结构。在一些实施例中，纤维2704也可以放置在支撑结构2702内。支撑结构2702的尺寸限定了要制造的部件的最终尺寸。纤维2702的放置限定了要制造的部件的最终几何形状。在图3所示的特定实施例中，纤维2704缠绕着支撑结构2702，以在支撑结构2702外部形成预制件结构。图28中的下图像示出了支撑结构2702上的纤维束横截面2804的放大视图。可以施加一些外部约束以在施加浆料并且允许干燥之前保持期望的最终形状，比如缠绕编织套管的端部以防止磨损。

接下来，将合适的浆料施加到预制件结构上。在一些实施例中，在施加浆料之后，通过围绕支撑结构2702缠绕纤维2704而当前形成的所需预制件几何形状保持不受干扰。浆料可以用各种合适的方法之一施加，包括例如刷涂、喷涂、浸渍或通过温压。

例如，图29A示出了通过在纤维包裹的支撑结构2702上刷涂浆料来施加浆料。可替代地，图29B示出了可以通过将纤维包裹的支撑结构2702浸没在浆料浴中来施加浆料。浆料施加可以通过适当的支撑结构完成，该支撑结构将限定最终的几何形状。

图30示出了在施加浆料涂覆之前(2702)和之后(3004)的纤维包裹的支撑结构。一旦干燥，浆料涂覆的预制件3006变得足够刚性以保持其形状而没有支撑结构2702的支撑。然后在发生基质致密化之前移除支撑结构2702和任何其他外部约束(通过滑动、推动、熔化等)，如图31所示。

在一些实施方式中，在上述过程中使用的浆料可包括添加剂、粘合剂和溶剂。使用的添加剂可以是粉末、晶须、纤维、颗粒或其任何组合。颗粒尺寸通常小于mm，浆料溶液的负载分数通常为0-75％添加剂。浆料的粘合剂部分包括热塑性聚合物，其在低于基质致密化过程的温度下劣化并且在燃尽期间不会热膨胀。粘合剂在室温下必须是固体，并且可溶于干净蒸发的溶剂，比如丙酮、甲基乙基酮和乙醇。浆料混合物的粘度可以根据添加剂与粘合剂的比率以及添加剂和粘合剂与溶剂的比率而变化很大。浆料粘度应根据所使用的施加方法进行调整，同时考虑到可以进行多种施加。

所用的纤维可具有各种直径、长度、纵横比、横截面几何形状和材料。纤维可以以任何方式布置，以实现所需的最终预制件几何形状和机械强度。一些示例性布置包括将纤维织造成平面片，编织成管，并缠绕在锥形心轴上。纤维也可以以环向或轴向取向布置。

理想的是支撑结构与粘合剂和粘合剂溶剂相容。在发生基质致密化之前，支撑结构也可以是可移除的。通过使用低表面摩擦支撑，比如石墨、二硫化钼(MoS2)、聚四氟乙烯(PTFE)或氮化硼(BN)以及可在低于粘合剂烧尽温度的温度下熔化的支撑(蜡、热塑性塑料)可以促进支撑结构的移除。只要移除过程不会改变或损坏支撑超过先前建立的尺寸公差，就可以重复使用支撑结构。

基于上述结构和方法制备样品。例如，通过混合SiC晶须、甲基乙基酮(溶剂)和聚丙烯碳酸酯聚合物(粘合剂)制备浆料。将粘合剂缓慢加入冰浴冷却的MEK容器中，同时用高剪切混合器以4000rpm搅拌。一旦粘合剂完全溶解，就缓慢加入SiC添加剂，直到获得所需的粘合剂与添加剂的1:1比率。

SiC纤维束围绕PTFE支撑结构(例如杆)的外径固定成管的形式，并在两端用另外的SiC纤维束紧固。然后使用涂料刷将浆料施加到纤维上直至均匀涂覆，然后使其在空气中干燥。

这些步骤可以重复多次以制造本文公开的多层SiC复合结构。例如，在一些实施例中，具有第二复合结构的第二层纤维预制件可以形成在第一层纤维预制件的顶部上。可以使用不同类型的纤维布置(例如调整纤维取向，变化纤维束的数量等)，使得第二复合结构不同于第一层纤维预制件的第一复合结构。在一些实施例中，然后可以在第二层纤维预制件的顶部上形成外整体层。

在一些实施例中，可以在第一层和第二层之间形成一层或多层纤维预制件，所述一层或多层中的每一个具有不同的复合结构。一个或多个整体层也可以在第二层纤维预制件和外整体层之间。在一些实施方式中，多个薄层沉积在外整体层与一个或多个整体层之间以及在一个或多个整体层中的每一个之间，以抑制裂纹扩展。可以在外整体层的顶部上形成阻挡涂层。

干燥后，将预制件从支撑结构上拉下。支撑结构的低表面摩擦允许预制件的机械分离和易于移除。

图32A示出了浅色的支撑结构3201从深色的预制件3203滑出的示例。图32B示出了浅色3201的支撑结构与深色的预制件3203分离的示例。在预制件制造过程之后，支撑结构的形状和几何形状保持基本完整，并且可以在随后的制造过程中重复使用。

然后将预制件放入CVD涂布机中，通过CVI使添加剂支架和纤维致密化，同时保持其所需的形状。粘合剂在高温真空条件下烧掉。制造的预制件是管状结构，并且可以进一步加工以形成如图1A所示的燃料棒。合适的进一步加工可以填充所制造的预制件管状结构中的多孔和裂纹，以使其不被水或其他液体渗透，并提高用于在核反应堆中的核反应中保持核芯块的最终结构的强度。

虽然核燃料包层通常是长薄壁管的形式，但是其他应用，包括用于热交换器、航空航天或核聚变应用的应用，可能需要不同的形状，包括平面和非平面的近净形状。这些形状也可以使用本专利文献中描述的技术和方法用相应的支撑结构制成。

图33示出了在制造复合纤维预制件的制造过程之前将支撑结构3302和纤维3304分离时的示例性方案图。在该特定示例中，支撑结构3302具有鼻锥形状。在制造期间，如图34所示，纤维3304放置在支撑结构3302的外表面上，例如缠绕在支撑结构上。在一些实施例中，纤维3304也可以放置在支撑结构3302内。纤维3304缠绕在支撑结构3302上，以在支撑结构3302外部形成预制件结构。

接下来，将合适的浆料施加到预制件结构上。在一些实施例中，在施加浆料之后，通过围绕支撑结构3302缠绕纤维3304而当前形成的所需预制件几何形状保持不受干扰。浆料可以用各种合适的方法之一施加，包括例如刷涂、喷涂、浸渍或通过温压。例如，图35示出了通过在纤维包裹的支撑结构3302上刷涂浆料来施加浆料。浆料施加可以通过适当的支撑结构完成，该支撑结构将限定最终的几何形状。可以布置和施加附加的纤维和浆料层，以形成与上述多层SiC复合结构一致的多层纤维预制件。

图36示出了制造用于各种应用的基于SiC纤维的预制件管状结构的制造流程3600。方法3600包括：在3602处制备具有多种添加剂、一种或多种粘合剂和一种或多种溶剂的浆料，其中一种或多种粘合剂包含热塑性聚合物；在3604处，通过以下方式形成所需几何形状的预制件：将纤维布置在支撑结构上以形成具有所需几何形状的第一层纤维预制件，并将浆料施加到具有所需几何形状的第一层纤维预制件上；以及在3608处，在浆料凝固并与具有所需几何形状的第一层纤维预制件结合之后移除支撑结构，使得浆料和具有所需几何形状的第一层纤维预制件形成预制件。

该制造方法在CVI过程期间消除了对心轴的需要，并且在CVD/CVI步骤完成之后避免了耗时的氧化步骤。它还为来自刚性纤维预制件的所有侧面的CVD/CVI前体气体提供流体路径。因为通过移除支撑结构打开了额外的渗透路径，所以使用无支撑复合材料可以实现更高的总致密化和减少的渗透时间。内径和外径表面的涂覆也成为可能。该方法的另一个好处是在涂覆过程开始之前纤维预制件中的空隙尺寸减小。

虽然本专利文献包含许多细节，但这些细节不应被解释为对任何发明或可要求保护的范围的限制，而是作为特定于具体发明的具体实施例的特征的描述。在单独实施例的上下文中在本专利文献中描述的某些特征也可以在单个实施例中组合实现。相反，在单个实施例的上下文中描述的各种特征也可以单独地或以任何合适的子组合在多个实施例中实现。此外，尽管上面的特征可以描述为以某些组合起作用并且甚至最初如此声明，但是在某些情况下来自所要求保护的组合的一个或多个特征可以从该组合中切除，并且所要求保护的组合可以涉及子组合或子组合的变化。

仅描述了一些实施方式和示例，并且可以基于本专利文献中描述和示出的内容来做出其他实施方式、增强和变化。

Claims (10)

1.一种陶瓷复合结构，包括腔室，所述腔室包括外壳和外壳内部的中空空间，其中，所述外壳包括：

内复合层，其包括第一复合结构，

中间复合层，其置于内复合层之外，中间复合层包括与第一复合结构不同的第二复合结构，以及

外整体层，其具有空间均匀的材料特性并置于中间复合层之外。

2.如权利要求1所述的结构，还包括：

一个或多个复合层，其置于所述内复合层和中间复合层之间，所述一个或多个复合层中的每一个具有不同的复合结构。

3.如权利要求1所述的结构，还包括：

一个或多个整体层，其置于所述中间复合层和外整体层之间。

4.如权利要求3所述的结构，还包括：

多个薄层，其沉积在所述外整体层和一个或多个整体层之间，并且在一个或多个整体层中的每一个之间，以抑制裂纹扩展。

5.如权利要求4所述的结构，其中，所述多个薄层包括延性材料。

6.如权利要求5所述的结构，其中，所述多个薄层包括热解碳或金属。

7.如权利要求1所述的结构，其中，所述第一复合结构包括增强碳化硅(SiC)复合材料。

8.如权利要求1所述的结构，其中，所述第二复合结构包括增强碳化硅(SiC)复合材料。

9.一种制造适用于陶瓷复合材料制造的预制件的方法，包括：

将纤维布置在支撑结构上以形成第一层纤维预制件；

将浆料施加到第一层纤维预制件，其中，所述浆料包括多种添加剂、一种或多种粘合剂以及一种或多种溶剂，并且所述一种或多种粘合剂包层热塑性聚合物；和

在浆料固化并与第一层纤维预制件结合之后移除支撑结构，使得所述浆料和第一层纤维预制件共同形成预制件。

10.如权利要求9所述的方法，其中，所述预制件的形成包括：

将纤维布置在第一层纤维预制件的顶部，以形成第二层纤维预制件，其具有第二复合结构，该第二复合结构不同于第一层纤维预制件的第一复合结构；和

在第二层纤维预制件的顶部形成外整体层。