镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] 。热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] 。热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] 。第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] 。
合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] 。FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] 。PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] 。目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究。热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值。本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程。
1 实验方法
实验用原料是氩气雾化镍基高温合金粉末，其主要成分(质量分数，%)有：(12~18)Cr，(10~14)Co，(2~6)W，(2~6)Mo，(2~6)Ti，(2~6)Al，余量为Ni。
对合金粉末进行热等静压得到热等静压态合金块体。热静压的温度为等1150 ℃、压力为150 MPa、时间为4 h。用电火花线切割从合金块体切割出尺寸约为10 mm × 6 mm × 3 mm的样品，依次用360#、600#、1200#和2000#SiC砂纸将其表面研磨，然后在酒精和丙酮中超声清洗10 min。测量每个样品的初始尺寸和质量，任何将其放在氧气充足的950 ℃马弗炉中进行等温氧化实验。氧化时间分别为0.5、1、3、6、12、24、50、100、200、300、400和500 h，氧化后将样品空冷至室温。用分辨率为0.1 mg的电子天平测量氧化后样品的质量，计算样品氧化后的质量增量ΔM ，并根据质量增量ΔM 与氧化时间的关系绘制氧化动力学曲线。用光学显微镜(OM，DMI 5000M)观察合金块体氧化后截面的形貌，并测量氧影响区的深度。用X射线衍射仪(XRD，X'Pert Pro MPD)测试氧化层的XRD谱，用场发射扫描电子显微镜(SEM，NOVA NANOSEM 430)和牛津电制冷能谱仪(EDS，Oxford X-MaxN)表征氧化后合金块体的表面、截面形貌以及元素分布。用差示扫描量热法(DSC，STA449C)测试高温合金的相转变。用Kalling试剂腐蚀原始热等静压态高温合金中的第二相，Kalling腐蚀剂配方为：100 mL HCl + 100 mL C2 H6 O + 5 g CuCl2 。
2 实验结果和讨论
2.1 等温氧化动力学和氧化影响区
图1a 给出了热等静压态镍基高温合金在950 ℃的等温氧化动力学曲线和平均氧化速率曲线。可以看出，氧化0.5 h后合金的质量增量为0.284 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化100 h后合金的质量增量约为2.148 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化500h后合金的质量增量约为4.541 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h。根据《钢及高温合金的抗氧化性测定试验方法》HB 5258-2000标准判定，这种合金在950 ℃的平均氧化速率K ¯ 2 h，属于完全抗氧化级别。随着氧化时间的延长，合金的质量增量逐渐增大，在氧化初期(0~100 h)平均氧化速率骤降，氧化后期(> 100 h)平均氧化速率的变化不明显。高温合金粉末在等温氧化过程中的质量增量的规律是[26 ,27 ]
Δ M n = k n t (1)
其中ΔM 为单位面积的质量增量(mg/cm2 )，n 为氧化指数，kn 为速率常数(mg n 2 n t 为氧化时间(h)。于是，方程(1)转化为
l n t = n l n Δ M - l n k n (2)
基于图1a 给出的结果和 式(2)得到拟合曲线(图1b )。可以看出，氧化指数n 接近2，速率常数kn 为7.45 × 10-2 mg2 /cm4 h，即这种热等静压态高温合金在950 ℃等温氧化的氧化动力学曲线遵循ΔM 2 = 7.45 × 10-2 t ，质量增量ΔM 与氧化时间t 的关系符合抛物线变化规律，表明这种合金具有良好的抗氧化性能。
图1
图1
热等静压态高温合金在950 ℃的等温氧化动力学曲线、平均氧化速率以及单位面积质量增量与时间的关系
Fig.1
Isothermal oxidation kinetics curve and average oxidation rate (a), and relationship between weight gain per unit area and time (b) of as-HIPed superalloy at 950 o C
图2 给出了热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间后氧影响区深度的金相照片。可以看出，随着氧化时间的延长合金内的氧影响区的深度逐渐增大。图3a 给出了氧影响区的深度H 与氧化时间t 的关系曲线，其拟合曲线H 2 -t 在图3b 中给出，其中氧化500 h的氧影响区深度为突变点，拟合时没有计入。结果表明，热等静压态高温合金在950 ℃氧化的前400 h氧影响区深度的变化符合抛物线规律并可表示为H 2 = 8.69t - 19.39。在氧化初期(0~100 h)氧影响区的深度增加到约28 μm，氧化的后期(> 100 h)遵循抛物线规律；氧化400 h，氧影响区的深度增加到约60 μm。合金氧化500 h后氧影响区迅速增加到约80 μm，但是图1a 表明此时合金块体的平均氧化速率很低。细致观察图2 中的金相组织可以发现，连续粗大的内氧化物其深度只有约54 μm。其原因是，氧化路径尖端的弥散氧化物继续向合金的内部延伸而显著扩大了氧影响区，其结果是实际的氧化物增量小而氧影响区却显著增大。
图2
图2
热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间的氧影响区金相组织
Fig.2
Metallographic morphology of oxygen-affected zone in as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C for different time
图3
图3
热等静压态高温合金在950 ℃等温氧化不同时间后氧影响区的厚度
Fig.3
Thickness of oxygen-affected zone in as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C for different time
2.2 高温氧化后的相组成
测试氧化不同时间合金表面的掠入射XRD谱，以确认合金表面的氧化层组成。从图4 可见，热等静压态高温合金由主相γ -Ni相和γ′ -Ni3 Al强化相组成。热氧化前合金表面已经出现少量的Cr2 O3 和TiO2 ，是将合金粉末高温热等静压制成合金块体时生成的。随着氧化时间的延长XRD谱中γ -Ni相和Ni3 Al强化相的峰强度明显减弱，氧化300 h后衍射峰消失。氧化0.5 h后合金表面的Cr2 O3 相和TiO2 相的衍射峰强度明显提高，表明在合金表面生成了Cr2 O3 与TiO2 的混合氧化层。在氧化的初期(0~100 h)，Cr2 O3 相和TiO2 相的衍射峰强度逐渐提高，进入氧化后期(> 100 h)逐渐减弱。上述结果表明，氧化初期生成的Cr2 O3 与TiO2 的混合氧化层可保护基体，在氧化后期逐渐脱落。
图4
图4
热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间后的掠入射XRD谱
Fig.4
Grazing incidence XRD patterns of as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C for different time
NiO是镍基高温合金中的外氧化物，可能在氧化初期在合金表面优先生成[28 ,29 ] 。但是在图4 的XRD谱中没有出现Ni氧化物的衍射峰。
2.3 热等静压态高温合金高温氧化后表面的微观形貌
热等静压态高温合金在950 ℃氧化过程中表面颜色发生了显著的变化。抛光后的合金试样表面呈亮银色，从氧化0.5 h开始合金表面已呈深灰色，随着氧化时间的延长逐渐变为深黑色。氧化100 h后合金表面变得非常粗糙，肉眼可见有氧化皮脱落，氧化500 h后氧化皮的脱落较为显著。脱落区域的尺寸小但是脱落的数量多，呈凹槽状有轻微的落差。
图5 给出了这种合金在950 ℃氧化后的表面微观形貌，图6 给出了对应的高倍率SEM照片。从图5a 和图5b 可见，从氧化0.5 h开始合金表面被连续的Cr2 O3 颗粒状氧化层覆盖，氧化层不平整呈突起状。从图6a 和图6b 可见，氧化层的突起轮廓与合金的PPB形貌相同。图7a 中的EDS表征结果表明，氧化层的突起轮廓富含Ti元素。氧化层的突起部分可能是基体中的Ti元素沿PPB向合金最外表面扩散和氧化生成的。随着氧化时间的延长合金表面氧化层的突起轮廓逐渐被覆盖，氧化层连续并致密化(图6e，f )。图7b 中的EDS结果和图4 中的XRD谱表明，氧化24 h后合金表面覆盖着致密的Cr2 O3 和TiO2 混合氧化层。氧化50 h后合金表面的氧化层颗粒明显长大，氧化层极为致密(图6g )，氧化100 h后合金表面的氧化层开始脱落(图6h )。氧化层脱落后露出底层的孔洞组织，是基体中的合金元素向最外层扩散时产生的疏松孔洞。随着氧化时间的继续延长，疏松的孔洞被内部继续向外扩散的合金元素的氧化物填补，但是在合金表面出现了更多的氧化皮脱落位点。图6i~l 表明，脱落区域有明显的高低落差。根据图7 中氧化500 h后合金表面的EDS结果，合金表面最外部是TiO2 氧化层，而最外部的氧化层脱落后暴露出的底层组织是Cr2 O3 氧化层。其原因是，与合金中的Ni、Cr和Co离子相比Ti离子的半径更小和亲氧性更强，且在Cr2 O3 氧化层中的扩散更快，以致在合金最外层生成了TiO2 氧化层。
图5
图5
热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间后的表面微观形貌
Fig.5
Surface micromorphology of as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C for different time
图6
图6
热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间后表面氧化层的特征
Fig.6
Surface oxide layer characteristics of as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C for different time
图7
图7
热等静压态高温合金在950 ℃氧化不同时间后表面氧化层元素的分布
(a) 0.5 h (b) 24 h (c) 500 h
Fig.7
Element distribution of surface oxide layer of as-HIPed superalloy oxidized at 950 o C
2.4 高温氧化后截面的微观形貌
图8 给出了氧化初期(0~100 h)合金截面的微观形貌和元素分布，图9 给出了氧化后期(> 100 h)合金截面的微观形貌和元素分布。图8 和图9 表明，在氧化过程中合金表面生成了不同厚度的氧化层。基体中的Ni元素含量并没有明显的变化，也没有以离子的形式向合金最表面扩散参与生成氧化层。表面O元素的分布与Cr、Ti和Al元素分布基本相同，基体内O元素的分布也与近合金表面的Ti和Al元素分布相同。
图8
图8
热等静压态高温合金在950 ℃氧化前期(0~100 h)截面的微观形貌和元素分布
Fig.8
Microstructure and element distribution of cross-sections in the early oxidation stage (0~100 h) at 950 o C for as-HIPed superalloy
图9
图9
热等静压态高温合金在950 ℃氧化前期(> 100 h)的截面微观形貌和元素分布
Fig.9
Microstructure and element distribution of cross-sections in the later oxidation stage (> 100 h) at 950 o C for as-HIPed superalloy
图8a 表明，氧化0.5 h后合金表面生成了约1.3 μm厚的氧化层。EDS结果表明，氧化层含有Cr、Ti和Al元素，即在合金表面生成了由Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 组成的混合氧化层，但是XRD谱难以分辨出含量较低的Al元素。在表面氧化层下方的贫铬区和贫钛区中出现了颗粒状的内氧化物，EDS结果判断其为Al2 O3 。随着氧化时间的延长表面氧化层增厚，内氧化物数量增多并互相连接。图8c~f 表明，部分Ti离子和Al离子已经扩散到氧化层的最外部，与图6i~l 给出的氧化层脱落后的组成特征相同。此时，合金表面的氧化层可分为上下两部分：最外部是TiO2 与Al2 O3 的混合氧化层，底部是Cr2 O3 氧化层。在表面氧化层下方的贫铬区出现了连续的内氧化物，EDS结果判断其为TiO2 和Al2 O3 ，且Ti元素更靠近合金表面。随着氧化时间延长到50 h，合金表面氧化层的厚度增大到约9.2 μm，最外部为Al2 O3 氧化层，底部为TiO2 与Cr2 O3 的混合氧化层。合金贫铬区中的内氧化物TiO2 和Al2 O3 的数量增多、尺寸增大，Ti元素更靠近合金表面。
进入氧化后期(> 100 h)，合金表面的氧化层发生不同程度的脱落。图9a~d 表明，合金表面只剩下约9 μm厚的复合氧化层，最外部为Al2 O3 氧化层，底部为TiO2 与Cr2 O3 的混合氧化层。随着氧化时间的延长，合金内氧影响区的深度明显增加。根据图9 中的EDS结果，合金贫铬区中的内氧化物TiO2 和Al2 O3 的数量急剧增多且尺寸增大。可以观察到，内氧化物呈连续树根状分布，形成了明显的氧化路径。内氧化物TiO2 的分布趋于靠近合金表面，内氧化物Al2 O3 则连续分布在整个氧化路径上。图9c，d 表明，合金氧化400 h和500 h后深处的氧化路径前端出现Ti元素。在图2 给出的合金截面金相组织中也观察到氧化路径前端痕迹较细，表明此区域内氧化物较少且主要是TiO2 。根据图9c，d 给出的Ti、Al元素的分布，氧影响区中内氧化物在纵向上分布有TiO2 -Al2 O3 -TiO2 。
2.5 热力学分析和高温氧化机制
根据XRD谱和EDS的结果，热等静压态高温合金氧化时生成的氧化物，其类型主要有Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 。热力学计算结果表明[30 ] ，Cr、Ti和Al三种合金元素氧化反应的吉布斯自由能为
C r ( s ) + 3 / 4 O 2 ( g ) = 1 / 2 C r 2 O 3 ( s ) ,
Δ G ( 3 ) 0 = - 555070 + 123.66 ( T + 273.15 ) ,
T ∈ ( 900 , 1650 ) o C (3)
T i ( s ) + O 2 ( g ) = T i O 2 ( s , r u t i l e ) ,
Δ G ( 4 ) 0 = - 941000 + 177.57 ( T + 273.15 ) ,
T ∈ ( 25 , 1670 ) o C (4)
A l ( s ) + 3 / 4 O 2 ( g ) = 1 / 2 A l 2 O 3 ( s ) ,
Δ G ( 5 ) 0 = - 837550 + 156.6 ( T + 273.15 ) ,
T ∈ ( 25 , 660 ) o C (5)
A l ( l ) + 3 / 4 O 2 ( g ) = 1 / 2 A l 2 O 3 ( s ) ,
Δ G ( 6 ) 0 = - 841450 + 161.62 ( T + 273.15 ) ,
T ∈ ( 660 , 2042 ) o C (6)
A l 2 O 3 ( s ) + T i O 2 ( s ) = A l 2 O 3 · T i O 2 ( s ) ,
Δ G ( 7 ) 0 = - 25300 + 3.93 ( T + 273.15 ) ,
T ∈ ( 25 , 1860 ) o C (7)
图10 给出了氧化反应吉布斯自由能与温度之间的关系。可以看出，热等静压态高温合金在950 ℃氧化时三种合金元素的氧化反应和固相反应都可自发进行，吉布斯自由能大小的排序为ΔG (Ti) < ΔG (Al) < ΔG (Cr) ，反应趋势高低的排序为 式(4) > 式(6) > 式(3)，即合金元素反应的趋势为Ti > Al > Cr。这种反应趋势与图8 和图9 给出的合金表面氧化层EDS结果的变化规律一致。合金在高温长时间保温，因Cr2 O3 与Al2 O3 晶格类型相同(一般为菱方晶系R3 ¯ [31 ] ，如图9 中合金表面氧化层的组成所示。由于Ti元素具有更强的亲氧性，合金深处氧化路径前端的Ti元素优先氧化生成弥散分布的TiO2 内氧化物，随后Al元素在TiO2 位点附近氧化生成连续树根状分布的Al2 O3 内氧化物，如图9d，e 所示。图10 中的方程 式(7)表明，TiO2 与Al2 O3 的反应吉布斯自由能与零接近，表明该反应虽然能自发进行但是其反应趋势极低，在高温长时间保温能促进其发生。TiO2 具有四方晶系P42/mnm空间群结构，因晶格类型与Al2 O3 不同而只能生成有限置换固溶体Al2 O3 ·TiO2 (正交晶系)并发生一定程度的晶格畸变，在高温下必须通过质点扩散或界面移动才能实现结构致密化。
图10
图10
高温合金中Cr、Ti和Al发生氧化反应的吉布斯自由能与温度的关系
Fig.10
Relationship between Gibbs free energy and temperature for the oxidation reaction of Cr, Ti and Al in superalloy
从图2 中的金相截面组织可见，氧侵蚀高温合金的路径是沿着PPB向合金深处延伸，在边界处聚集生成内氧化物的Al和Ti元素往往来源于合金中的第二相。基体γ -Ni相在能量较高、原子活动能力较强的界面容易发生有序化转变而形核生成γ′ -Ni3 Al相或η -Ni3 Ti相，其中γ′ -Ni3 Al相为高温合金中主要的强化相，夺取γ′ 相的组成元素可生成η -Ni3 Ti相[32 ] 。为了研究内氧化物的分布规律，进行差热分析研究了高温合金中的相转变。图11a 给出了该组分高温合金的DSC曲线。对曲线的一阶求导和二阶求导结果表明，合金在600 ℃发生显著放热，在1060 ℃出现明显的放热峰，在1110 ℃出现明显的吸热峰。合金升温到600 ℃开始逐渐析出主要的强化相γ′相，到1060 ℃ γ′ 相开始溶解，其完全溶解温度为1110 ℃。η 相的析出温度范围为700~900 ℃，析出峰出现在约850 ℃，升温到920℃时η 相开始溶解。因为热等静压温度高于合金中第二相的溶解温度，在冷却过程中第二相会重新析出。使用Kalling试剂腐蚀得到的热等静压态高温合金中的第二相，其截面腐蚀形貌在图11b 中给出。合金中的第二相主要在PPB和晶界析出，颗粒边界的析出相连续分布且尺寸较大，而晶界的析出相尺寸较小。
图11
图11
高温合金的DSC曲线和未氧化的热等静压态高温合金腐蚀形貌
Fig.11
DSC curve of superalloy (a), and corrosion mor-phology of unoxidized HIPed superalloy (b)
图12 给出了聚焦观察合金氧化400 h后的树根状内氧化物、微观形貌和元素分布。可以看出，内氧化物沿着PPB分布，其中的Al元素在颗粒边界连续分布，在颗粒内有少量团聚；而Ti元素在颗粒边界非连续分布，在颗粒内则弥散分布。由于氧化实验温度950 ℃处于γ′ -Ni3 Al相的析出温度和η -Ni3 Ti相的溶解温度范围，图12 给出的内氧化物Al、Ti元素的分布与图11a 给出的γ′ 相、η 相的相变行为相同，表明内氧化物的生成是氧侵蚀合金第二相并发生原位氧化的结果。
图12
图12
热等静压态高温合金在950 ℃氧化400 h后内氧化物的微观形貌和元素分布
Fig.12
Microstructure and element distribution of internal oxides in as-HIPed superalloy after oxidation for 400 h at 950 o C
图13 给出了热等静压态高温合金(单个原始颗粒)在950 ℃氧化时的相转变和内氧化过程的示意图。图13a 给出了未氧化的热等静压态高温合金中第二相的分布。γ′ -Ni3 Al相在PPB和晶界呈连续式析出，η -Ni3 Ti相在PPB和晶界呈非连续式析出、在晶内呈弥散式点状分布。图13b 给出了合金在950 ℃长时间保温后的第二相分布，γ′ -Ni3 Al相在PPB和晶界继续析出和长大，η -Ni3 Ti相发生溶解后尺寸变小，在晶内的分布更弥散。越过合金表面氧化层的氧以PPB为通道向内扩散，与合金中的第二相发生原位氧化反应，如图13c 所示。Ti、Al原子脱离第二相晶格在微区内发生氧化反应Ni3 Ti + O2 = 3Ni + TiO2 和4Ni3 Al + 3O2 = 12Ni + 2Al2 O3 ，其中Ti元素在氧化路径前端优先氧化。
图13
图13
热等静压态高温合金在950 ℃氧化的相转变和内氧化过程
Fig.13
Phase transformation and internal oxidation process of as-HIPed superalloy after oxidation at 950 o C
根据图13 给出的单个原始颗粒的氧化过程以及图2 、8 、9 中合金截面的氧化形貌，可总结出热等静压态高温合金在950 ℃的氧化过程，截面示意图在图14 中给出。图14a 给出了未氧化的热等静压态高温合金，其内部有一定程度的PPB。合金的氧化过程包括表面氧化层的转变和内氧化物的生长。在氧化的起始阶段，在合金表面生成由Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 组成的混合氧化层(图14b )。持续氧化后在合金表面生成顶部由TiO2 和Al2 O3 组成的混合氧化层，底部为Cr2 O3 氧化层(图14c )。从图14d~f 可见，合金氧化50 h后表面氧化层的组成保持稳定，顶部为Al2 O3 氧化层，底部由Cr2 O3 和TiO2 组成的混合氧化层。在氧化起始阶段，靠近合金表面的Cr、Ti离子向合金表面扩散而形成贫Cr、贫Ti区，区域内的γ′ -Ni3 Al相发生原位氧化而生成内氧化物Al2 O3 颗粒(图14b )。在950 ℃持续氧化后在贫Cr区出现沿PPB连续分布的内氧化物TiO2 和Al2 O3 ，在晶内出现弥散分布的TiO2 和Al2 O3 颗粒，是位于PPB的γ′ -Ni3 Al相和η -Ni3 Ti相原位氧化的结果(图14c~f )。氧沿着PPB通道向合金内扩散形成明显的氧化路径，内氧化物TiO2 靠近合金表面分布，内氧化物Al2 O3 则连续分布在整个氧化路径上。合金氧化400 h后深处氧化路径前端的Ti元素优先氧化生成尖端氧化物，内氧化物在纵向上以TiO2 -Al2 O3 -TiO2 的规律聚集分布(图14f )。
图14
图14
热等静压态高温合金在950 ℃氧化的截面示意图
Fig.14
Cross-sectional diagrams of oxidation process of as-HIPed superalloy at 950 o C
PPB这种热等静压态高温合金的冶金缺陷，严重影响合金粉末颗粒间的冶金结合。高温氧化结果表明，PPB是元素扩散的双向通道，近合金表面的Ti、Al离子通过颗粒边界快速到达最外部形成氧化层，但是在氧化初期(0~100 h)氧已从PPB进入合金贫铬区和内部区域，与合金第二相反应生成连续的内氧化物。这种扩散方式抑制了合金表面的Ni元素外扩造成基体表面结构的起伏和出现孔洞缺陷，但是生成的连续树根状内氧化物与合金基体间机械式结合，在内氧化物周围形成γ′ 相和η 相的贫化区，严重影响高温合金的组织和性能。
3 结论
(1) 热等静压态高温合金在950 ℃的氧化属于完全抗氧化级别，其氧化动力学曲线遵循ΔM 2 = 7.45 × 10-2 t ，氧化的质量增量∆ M t 之间符合抛物线变化规律。氧影响区深度的变化曲线符合抛物线变化规律并遵循H 2 = 8.69t - 19.39，表现出良好的抗氧化性能。
(2) 热等静压态高温合金在950 ℃氧化初期表面已生成连续的Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 混合氧化层，基体中的Ti、Al离子沿PPB向合金最外部扩散氧化并形成PPB突起轮廓，在贫铬、贫钛区中出现颗粒状的内氧化物Al2 O3 。氧化24 h后合金表面的氧化层由最外部的TiO2 、Al2 O3 混合氧化层和底部的Cr2 O3 氧化层组成，在贫铬区出现连续状的内氧化物TiO2 和Al2 O3 ，其中Ti元素更靠近合金表面。氧化100 h后合金表面最外部的TiO2 氧化层发生不同程度的脱落，贫铬区中内氧化物TiO2 和Al2 O3 呈连续树根状分布。
(3) 这种合金在950 ℃长时间保温后在PPB与晶界处连续析出γ′ -Ni3 Al相，在PPB与晶界处非连续析出η -Ni3 Ti相、在晶内呈弥散式点状分布。氧沿着PPB向合金深处扩散，与第二相发生原位氧化反应生成内氧化物，Ti元素在氧化路径前端优先氧化。内氧化物与合金基体间的结合为机械式，含γ′ 相和η 相的贫化区影响合金的组织和性能。
(4) PPB的存在使热等静压态合金块体的氧化过程成为合金元素向表层和氧元素向基体的同步扩散，在合金表面生成多层次不同类型的氧化物，在基体内生成连续分布的内氧化物。
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郑 亮 , 刘朝阳 , 朱 强 等 超瞬态凝固增材制造梯度整体涡轮叶盘用高温合金粉末特性研究: 盘体用合金粉末
[J]. 稀有金属材料与工程 , 2021 , 50 (10 ): 3648
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He Y F Wang L Wang D et al Effect of hot isostatic pressing on microstructure of a third-generation single crystal superalloy DD33
[J]. Chin. J. Mater. Res. , 2022 , 36 (9 ): 649
DOI
[本文引用: 1]
The third generation DD33 single crystal superalloy was subjected to standard heat treatment and hot isostatic pressing respectively, and then to different post-solution and -aging treatments. Hereafter, the effect of hot isostatic pressing and heat treatment on the microstructure and durability of the alloy were investigated by means of high-temperature endurance tests at 850℃/650 MPa and 1100℃/170 MPa, as well as metallographic microscope (OM), scanning electron microscope (SEM) and X-ray three-dimensional imaging (XCT). The results show that after proper hot isostatic pressing and subsequent heat treatment, the as-cast DD33 single crystal superalloys present more or less the same microstructure of (γ' phase size, volume fraction and cubic degree) as those subjected to standard heat treatment. Compared with the standard heat treated alloy, the volume fraction and size of the micropores of the alloy decreased significantly after hot isostatic pressing, from 0.0190% to 0.0005%, and the maximum equivalent diameter of the micropores decreased from 36.9 μm to 14.2 μm. The durable life of the alloy subjected to hot isostatic pressing was significantly prolonged when testing by 850℃/650 MPa and 1100℃/170 MPa. These results show that proper hot isostatic pressing and heat treatment can eliminate the micro voids, therewith, improve the durability of the alloy.
何禹锋 , 王 莉 , 王 栋 等 热等静压对第三代单晶高温合金DD33显微组织和持久性能的影响
[J]. 材料研究学报 , 2022 , 36 (9 ): 649
DOI
[本文引用: 1]
对第三代DD33单晶高温合金进行标准热处理、热等静压以及不同制度的后续固溶和时效处理,并在850℃/650 MPa和1100℃/170 MPa条件下进行高温持久性能实验,使用金相显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)和X射线三维成像技术(XCT)等手段观察和表征不同状态的样品,研究了热等静压和热处理对这种合金显微组织和持久性能的影响。结果表明：铸态DD33单晶高温合金经过适当的热等静压和后续热处理工艺后,样品的组织形貌(γ′相尺寸、体积分数与立方化程度)与标准热处理态基本相同。与标准热处理态合金相比,热等静压处理后合金显微孔洞的体积分数和尺寸均显著降低,其体积分数从0.0190%降低到0.0005%,最大孔等效直径从36.9 μm减小到14.2 μm。在850℃/650 MPa和1100℃/170 MPa条件下热等静压后的样品持久寿命均显著延长。这表明,适当的热等静压和热处理能消除合金内部的显微孔洞缺陷,使其持久性能显著提高。
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Xu L Tian X S Wu J et al Microstructure and mechanical properties of Inconel 718 powder alloy prepared by hot isostatic pressing
[J]. Acta. Metall. Sin. , 2023 , 59 (5 ): 693
DOI
[本文引用: 1]
Inconel 718 alloy, with outstanding high-temperature resistance and mechanical properties, has been widely used in aviation fields. However, large and complex structural components are difficult to produce by traditional processes, which may lead to segregation, micropores, and Laves phases. Net-shape hot isostatic pressing (HIP) is a powder metallurgy processing technology that produces near-shape or net-shape components with the desired microstructures, properties, and cost effectiveness. In this study, Inconel 718 pre-alloyed powder was prepared using the electrode induction melting gas atomization technique, and then the pre-alloyed powder was characterized. Powder compacts were prepared by the HIP of the pre-alloyed powder, and their mechanical properties were tested. Although clean, high-quality powder can be obtained from Inconel 718 alloy due to its lower chemical reactivity compared to titanium alloys, carbide-forming elements diffuse to the powder surface during HIP. These form a hard film with the original oxide particles as nuclei, consisting of Ni3Nb and carbides of Ti and Nb. These films become prior particle boundaries (PPBs) in the obtained powder metallurgy Inconel 718 alloy, resulting in lower ductility, toughness, and stress rupture life than those of the wrought version of the alloy. Suppressing the formation of the PPBs during HIP or eliminating them via subsequent processing significantly improves the comprehensive mechanical properties of the material.
徐 磊 , 田晓生 , 吴 杰 等 热等静压成形Inconel718粉末合金的显微组织和力学性能
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李若辰 , 卢正冠 , 吴 杰 等 原始颗粒边界对粉末热等静压成形FGH97合金性能的影响
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王梦雅 , 纪 箴 , 张一帆 等 粉末高温合金中原始粉末颗粒边界研究进展
[J]. 粉末冶金技术 , 2017 , 35 (2 ): 142
[本文引用: 1]
原始粉末颗粒边界（prior particle boundary，PPB）是粉末高温合金（powder metallurgy superalloy，P/M superalloy）中常见的缺陷之一，它是在制粉期间以及热等静压或热挤压前期的加热过程中，在原始粉末表面处析出的一层细小且连续的第二相网膜；这层析出物可能会阻碍粉末颗粒间的扩散与连接，成为了合金中的薄弱界面，严重破坏合金组织，危害其拉伸、冲击等各项力学性能。本文着重介绍了目前针对粉末高温合金中原始粉末颗粒边界的研究进展，重点概述了影响原始粉末颗粒边界的形成因素及消除措施。
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Zhang Q Zheng L Xu W Y et al Research progress on argon atomized nickel-based powder metallurgy superalloys and powder characteristics
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张 强 , 郑 亮 , 许文勇 等 氩气雾化镍基粉末高温合金及粉末特性研究进展
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Xiong S Q Liu E Z Tan Z et al Effect of solution heat treatment on microstructure of DZ125L super alloy with low segregation
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熊诗琪 , 刘恩泽 , 谭 政 等 固溶处理对一种偏析高温合金组织的影响
[J]. 材料研究学报 , 2023 , 37 (8 ): 603
DOI
[本文引用: 1]
采用光学显微镜(OM)、扫描电镜(SEM)和电子探针(EPMA)等手段研究了DZ125L合金在固溶处理过程中组织的演变。结果表明：在固溶过程中，MC碳化物的形态由草书状转变为颗粒状或短棒状；枝晶干γ'相的溶解速率比枝晶间的高；在1240℃和1250℃固溶时，随着保温时间的延长γ'和γ/γ'共晶相的面积分数减小而枝晶间的γ'相平均尺寸增大；而在1230℃固溶时，γ'、γ/γ'共晶相的面积分数以及枝晶间γ'相的平均尺寸按照先减小、后增大、再减小规律变化。在1230℃固溶过程中出现的γ'和γ/γ'共晶相面积分数反常增大，是枝晶干γ'相的快速溶解使枝晶干Ta元素通过γ基体扩散到枝晶间所致。
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Tan L M Huang Z W Liu F et al Effects of strain amount and strain rate on grain structure of a novel high Co nickel-based polycrystalline superalloy
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Zhang X S Wang L Liu Y et al Effect of aging treatment at 750 o C on fatigue crack propagation behavior of GH4742 superalloy
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张星硕 , 王 磊 , 刘 杨 等 750 ℃时效对GH4742合金疲劳裂纹扩展行为的影响
[J]. 材料研究学报 , 2019 , 33 (10 ): 721
DOI
研究了在750℃时效处理的GH4742合金的组织演化对疲劳裂纹扩展行为的影响。结果表明，随着时效时间的延长合金中的块状一次γ′相长大且其边界圆滑化，花瓣状二次γ′相沿界面分裂，三次γ′相回溶在基体中或聚集长大成圆角方形γ′相。随着时效时间的延长合金疲劳裂纹的扩展速率呈增加趋势，主裂纹以绕过一次和二次γ′相的方式扩展。近门槛区的疲劳裂纹扩展速率对组织较为敏感，一次γ′相和二次γ′相边界的圆滑化使疲劳裂纹扩展速率提高，三次γ′相适当粗化可提高合金强度和ΔK较低区域裂纹的扩展抗力；Paris区和快速扩展区的应力强度因子范围ΔK较高，组织对疲劳裂纹扩展速率的影响降低。
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Qian C H Cui H T Wen W D Investigation on thermo-mechanical fatigue behavior of GH4169 alloy
[J]. Chin. J. Mater. Res. , 2023 , 37 (2 ): 145
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The thermo-mechanical fatigue behavior of GH4169 alloy was investigated via MTS809 fatigue testing machine by applied multiple test loads at different temperature range. It is found that the hysteresis loops of GH4169 alloy have obvious asymmetry in tension and compression under thermo-mechanical condition. The material bears compressive stress when the mechanical strain amplitude in phase, whilst tensile stress for out of phase. The tensile stress is the main cause affecting the fatigue life. The average stress relaxation occurs at higher strain amplitude. In the high temperature half cycle, the alloy softens first and then becomes stable. In the low temperature half cycle, the alloy tends to be stable.
钱春华 , 崔海涛 , 温卫东 镍基高温合金GH4169的热机械疲劳行为
[J]. 材料研究学报 , 2023 , 37 (2 ): 145
DOI
[本文引用: 1]
在不同温度区间、不同条件下进行GH4169合金的热机械疲劳实验测试其热机械疲劳数据，研究了这种合金的热机械疲劳行为。结果表明：GH4169合金在热机械条件下的迟滞回线具有明显的拉压不对称性；同相位时材料承受压应力，反相位时承受拉应力。拉应力，是影响疲劳寿命的主要因素。应变幅较高时GH4169合金出现平均应力松弛，在高温半周为先循环软化后循环稳定，在低温半周始终趋于循环稳定。
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Chang L T Preparation of clean superalloy powder and its hot isostatic pressing process research
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常立涛 洁净高温合金粉末的制备及其热等静压工艺研究
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刘明东 , 张 莹 , 刘培英 等 FGH95粉末高温合金原始颗粒边界及其对性能的影响
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张 强 镍基高温合金粉末氧化行为及合金组织与性能研究
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Research progress in powder metallurgy superalloys and manufacturing technologies for aero-engine application
1
2019
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
航空发动机用粉末高温合金及制备技术研究进展
1
2019
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Recent development of new type powder metallurgy superalloys in Russia
1
2020
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
俄罗斯新型粉末高温合金研究最新进展
1
2020
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effect of particle size and shape on flowability of FGH96 superalloy powder
1
2021
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Development and innovation of superalloy in China
0
2010
Characteristics of Ni-based superalloy powders used for gradient integral turbine disk by ultra-transient solidified additive manufacturing: alloy powders for disk
1
2021
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
超瞬态凝固增材制造梯度整体涡轮叶盘用高温合金粉末特性研究: 盘体用合金粉末
1
2021
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effect of hot isostatic pressing on microstructure of a third-generation single crystal superalloy DD33
1
2022
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
热等静压对第三代单晶高温合金DD33显微组织和持久性能的影响
1
2022
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Microstructure and mechanical properties of Inconel 718 powder alloy prepared by hot isostatic pressing
1
2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
热等静压成形Inconel718粉末合金的显微组织和力学性能
1
2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effect of PPBs on properties of FGH97 alloy prepared by powder metallurgy hot isostatic pressing
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
原始颗粒边界对粉末热等静压成形FGH97合金性能的影响
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Deformation behavior of superalloy powder compact under hot isostatic pressing
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2020
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Influence of powder particle size on the microstructure of a hot isostatically pressed superalloy
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2022
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
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2006
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Research progress on the prior particle boundary of a powder metallurgy superalloy
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2017
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
粉末高温合金中原始粉末颗粒边界研究进展
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2017
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Oxidation characteristics of nickel-based superalloy powders exposed at ambient condition
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2022
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effects of microstructure on high temperature dwell fatigue crack growth in a coarse grain PM nickel based superalloy
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2015
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Research progress on argon atomized nickel-based powder metallurgy superalloys and powder characteristics
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2022
氩气雾化镍基粉末高温合金及粉末特性研究进展
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2022
Effect of solution heat treatment on microstructure of DZ125L super alloy with low segregation
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
固溶处理对一种偏析高温合金组织的影响
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effects of strain amount and strain rate on grain structure of a novel high Co nickel-based polycrystalline superalloy
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2017
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Analysis of forging cracks during hot compression of powder metallurgy nickel-based superalloy on simulation and experiment
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2016
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Effect of aging treatment at 750 o C on fatigue crack propagation behavior of GH4742 superalloy
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2019
750 ℃时效对GH4742合金疲劳裂纹扩展行为的影响
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2019
Investigation on thermo-mechanical fatigue behavior of GH4169 alloy
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
镍基高温合金GH4169的热机械疲劳行为
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2023
... 镍基高温合金粉末的组织均匀、晶粒细小和综合性能优异[1 ,2 ] ，广泛用于制造先进航空发动机和燃气轮机的涡轮盘和叶片等热端部件[3 ~5 ] .热等静压(HIP)这种高温合金粉末近净成形工艺[6 ,7 ] ，是将合金粉末装进与目标零件相似的密封空腔包套内，用惰性气体作为传压介质在高温、高压下将粉末致密化，最后用化学铣去除包套得到毛坯块体[8 ,9 ] .热等静压态高温合金的组织均匀和没有宏观偏析[10 ,11 ] ，但是在热成型过程中在粉末原始颗粒边界(Prior particle boundary，PPB)容易析出大量的第二相颗粒[12 ] ，如氧化物[13 ] 、碳化物等[14 ~16 ] .第二相颗粒造成合金的孔洞缺陷和应力集中[17 ] ，影响粉末颗粒之间的冶金结合最终诱发疲劳裂纹，严重影响合金的力学性能[18 ~20 ] . ...
Preparation of clean superalloy powder and its hot isostatic pressing process research
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2014
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
洁净高温合金粉末的制备及其热等静压工艺研究
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2014
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
Study on the PPB defect of P/M superalloy FGH95
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2006
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
FGH95粉末高温合金原始颗粒边界及其对性能的影响
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2006
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
Nickel-based superalloy powder oxidation behavior and its effect on microstructure and properties of alloys
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2023
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
镍基高温合金粉末氧化行为及合金组织与性能研究
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2023
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
Oxidation behavior and microstructure degeneration of cast Ni-based superalloy M951 at 900 o C
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2019
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
Oxidation behavior of a single-crystal Ni-base superalloy between 900 and 1000 o C in air
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2010
... 合金中的PPB由氧化物Al2 O3 、TiO2 和碳化物TiC和NbC组成，粉末表面的脆性氧化物和碳化物是PPB的形核质点[21 ] .FGH95合金中氧含量较低的PPB主要由大尺寸γ′ 相和少量碳化物组成，氧含量较高时由碳化物和一定数量的大尺寸γ′ 相组成[22 ] .PPB缺陷主要由大尺寸的γ′ 相、(Ti,Nb)C、Al2 O3 和ZrO2 组成，在HIP固结过程中合金粉末基体内的Ni、Cr、Ti、Nb、Zr和C等元素扩散到表面发生界面反应[23 ] .目前对PPB组成的研究结果基本相同，重点是将其消除，但是对PPB的高温氧化行为鲜有研究.热等静压作为高温合金部件的最终成型工艺，关注合金高温下的微米级氧侵蚀[24 ,25 ] ，对高温合金部件的高温氧化防护有重要的参考价值.本文研究γ′ -Ni3 Al相析出和η -Ni3 Ti相溶解温度范围内热等静压态镍基高温合金块体的氧化行为，并分析PPB内氧化物的生成过程. ...
High temperature oxidation mechanism of GH4099
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2022
... 图1a 给出了热等静压态镍基高温合金在950 ℃的等温氧化动力学曲线和平均氧化速率曲线.可以看出，氧化0.5 h后合金的质量增量为0.284 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化100 h后合金的质量增量约为2.148 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化500h后合金的质量增量约为4.541 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h.根据《钢及高温合金的抗氧化性测定试验方法》HB 5258-2000标准判定，这种合金在950 ℃的平均氧化速率K ¯ 2 h，属于完全抗氧化级别.随着氧化时间的延长，合金的质量增量逐渐增大，在氧化初期(0~100 h)平均氧化速率骤降，氧化后期(> 100 h)平均氧化速率的变化不明显.高温合金粉末在等温氧化过程中的质量增量的规律是[26 ,27 ] ...
GH4099合金高温氧化机制
1
2022
... 图1a 给出了热等静压态镍基高温合金在950 ℃的等温氧化动力学曲线和平均氧化速率曲线.可以看出，氧化0.5 h后合金的质量增量为0.284 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化100 h后合金的质量增量约为2.148 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化500h后合金的质量增量约为4.541 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h.根据《钢及高温合金的抗氧化性测定试验方法》HB 5258-2000标准判定，这种合金在950 ℃的平均氧化速率K ¯ 2 h，属于完全抗氧化级别.随着氧化时间的延长，合金的质量增量逐渐增大，在氧化初期(0~100 h)平均氧化速率骤降，氧化后期(> 100 h)平均氧化速率的变化不明显.高温合金粉末在等温氧化过程中的质量增量的规律是[26 ,27 ] ...
High-temperature oxidation of FGH96 P/M superalloy
1
2007
... 图1a 给出了热等静压态镍基高温合金在950 ℃的等温氧化动力学曲线和平均氧化速率曲线.可以看出，氧化0.5 h后合金的质量增量为0.284 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化100 h后合金的质量增量约为2.148 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h；氧化500h后合金的质量增量约为4.541 mg/cm2 ，平均氧化速率K ¯ 2 h.根据《钢及高温合金的抗氧化性测定试验方法》HB 5258-2000标准判定，这种合金在950 ℃的平均氧化速率K ¯ 2 h，属于完全抗氧化级别.随着氧化时间的延长，合金的质量增量逐渐增大，在氧化初期(0~100 h)平均氧化速率骤降，氧化后期(> 100 h)平均氧化速率的变化不明显.高温合金粉末在等温氧化过程中的质量增量的规律是[26 ,27 ] ...
Isothermal oxidation behaviour of a Ni-base superalloy at 900 and 1000 o C
1
2015
... NiO是镍基高温合金中的外氧化物，可能在氧化初期在合金表面优先生成[28 ,29 ] .但是在图4 的XRD谱中没有出现Ni氧化物的衍射峰. ...
一种镍基合金在900和1000 ℃的高温氧化行为
1
2015
... NiO是镍基高温合金中的外氧化物，可能在氧化初期在合金表面优先生成[28 ,29 ] .但是在图4 的XRD谱中没有出现Ni氧化物的衍射峰. ...
Oxidation behaviors of new Ni-based superalloy at 950 o C and 1000 o C
1
2005
... NiO是镍基高温合金中的外氧化物，可能在氧化初期在合金表面优先生成[28 ,29 ] .但是在图4 的XRD谱中没有出现Ni氧化物的衍射峰. ...
新型镍基高温合金在950 ℃和1000 ℃的高温氧化行为
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2005
... NiO是镍基高温合金中的外氧化物，可能在氧化初期在合金表面优先生成[28 ,29 ] .但是在图4 的XRD谱中没有出现Ni氧化物的衍射峰. ...
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1993
... 根据XRD谱和EDS的结果，热等静压态高温合金氧化时生成的氧化物，其类型主要有Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 .热力学计算结果表明[30 ] ，Cr、Ti和Al三种合金元素氧化反应的吉布斯自由能为 ...
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1993
... 根据XRD谱和EDS的结果，热等静压态高温合金氧化时生成的氧化物，其类型主要有Cr2 O3 、TiO2 和Al2 O3 .热力学计算结果表明[30 ] ，Cr、Ti和Al三种合金元素氧化反应的吉布斯自由能为 ...
Characterization of oxidation mechanisms in a family of polycrystalline chromia-forming nickel-base superalloys
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2021
... 图10 给出了氧化反应吉布斯自由能与温度之间的关系.可以看出，热等静压态高温合金在950 ℃氧化时三种合金元素的氧化反应和固相反应都可自发进行，吉布斯自由能大小的排序为ΔG (Ti) < ΔG (Al) < ΔG (Cr) ，反应趋势高低的排序为 式(4) > 式(6) > 式(3) ，即合金元素反应的趋势为Ti > Al > Cr.这种反应趋势与图8 和图9 给出的合金表面氧化层EDS结果的变化规律一致.合金在高温长时间保温，因Cr2 O3 与Al2 O3 晶格类型相同(一般为菱方晶系R3 ¯ [31 ] ，如图9 中合金表面氧化层的组成所示.由于Ti元素具有更强的亲氧性，合金深处氧化路径前端的Ti元素优先氧化生成弥散分布的TiO2 内氧化物，随后Al元素在TiO2 位点附近氧化生成连续树根状分布的Al2 O3 内氧化物，如图9d，e 所示.图10 中的方程 式(7) 表明，TiO2 与Al2 O3 的反应吉布斯自由能与零接近，表明该反应虽然能自发进行但是其反应趋势极低，在高温长时间保温能促进其发生.TiO2 具有四方晶系P42/mnm空间群结构，因晶格类型与Al2 O3 不同而只能生成有限置换固溶体Al2 O3 ·TiO2 (正交晶系)并发生一定程度的晶格畸变，在高温下必须通过质点扩散或界面移动才能实现结构致密化. ...
Microstructural characterization of the η -Ni3 (Ti, Al) phase in a long-term-aged Ni-based superalloy
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2017
... 从图2 中的金相截面组织可见，氧侵蚀高温合金的路径是沿着PPB向合金深处延伸，在边界处聚集生成内氧化物的Al和Ti元素往往来源于合金中的第二相.基体γ -Ni相在能量较高、原子活动能力较强的界面容易发生有序化转变而形核生成γ′ -Ni3 Al相或η -Ni3 Ti相，其中γ′ -Ni3 Al相为高温合金中主要的强化相，夺取γ′ 相的组成元素可生成η -Ni3 Ti相[32 ] .为了研究内氧化物的分布规律，进行差热分析研究了高温合金中的相转变.图11a 给出了该组分高温合金的DSC曲线.对曲线的一阶求导和二阶求导结果表明，合金在600 ℃发生显著放热，在1060 ℃出现明显的放热峰，在1110 ℃出现明显的吸热峰.合金升温到600 ℃开始逐渐析出主要的强化相γ′相，到1060 ℃ γ′ 相开始溶解，其完全溶解温度为1110 ℃.η 相的析出温度范围为700~900 ℃，析出峰出现在约850 ℃，升温到920℃时η 相开始溶解.因为热等静压温度高于合金中第二相的溶解温度，在冷却过程中第二相会重新析出.使用Kalling试剂腐蚀得到的热等静压态高温合金中的第二相，其截面腐蚀形貌在图11b 中给出.合金中的第二相主要在PPB和晶界析出，颗粒边界的析出相连续分布且尺寸较大，而晶界的析出相尺寸较小. ...
