热处理对一种 γʹ 沉淀强化钴基高温合金拉伸性能的影响

doi:10.11901/1005.3093.2024.198

热处理对一种 γʹ 沉淀强化钴基高温合金拉伸性能的影响

张慧芳¹^,², 吴浩¹, 肖传民³, 李奇¹, 谢君^,¹, 李金国¹, 王振江¹, 于金江¹

1.中国科学院金属研究所沈阳 110016

2.中国科学技术大学材料科学与工程学院沈阳 110016

3.空装驻沈阳地区第三军事代表室沈阳 110016

Effect of Heat Treatment on Microstructure and Tensile Properties of a Typical γʹ-strengthened Co-based Superalloy

ZHANG Huifang¹^,², WU Hao¹, XIAO Chuanmin³, LI Qi¹, XIE Jun^,¹, LI Jinguo¹, WANG Zhenjiang¹, YU Jinjiang¹

1.Shi -changxu Innovation Center for Advanced Materials, Institute of Metal Research, Chinese Academy of Sciences, Shenyang 110016, China

2.School of Materials Science and Engineering, University of Science and Technology of China, Shenyang 110016, China

3.Third Military Representative Room in Shenyang Area Air Force Equipment, Shenyang 110016, China

通讯作者: 谢君，项目研究员，junxie@imr.ac.cn，研究方向为高温合金及其粉体制备技术

责任编辑: 黄青

收稿日期: 2024-05-08 修回日期: 2024-10-09

基金资助:

国家重点研发计划(2023YFB3712003)
国家科技重大专项(J2019-VI-0018-0133)
中国航发自主创新专项资金项目(ZZCX-2022-040)
中国科学院青年创新促进会项目(2020198)

Corresponding authors: XIE Jun, Tel:(024)23978341, E-mail:junxie@imr.ac.cn

Received: 2024-05-08 Revised: 2024-10-09

Fund supported:

National Key Research and Development Program of China(2023YFB3712003)
National Science and Technology Major Project(J2019-VI-0018-0133)
AECC Independent Innovation Special Fund Project(ZZCX-2022-040)
Youth Innovation Promotion Association Project, Chinese Academy of Sciences(2020198)

作者简介 About authors

张慧芳，女，1998年生，硕士生

摘要

对一种典型的γʹ沉淀强化钴基高温合金进行热处理并表征其组织，研究了热处理对这种合金的组织和室温、高温拉伸性能的影响。结果表明：这种合金的铸态组织由γ基体、γʹ相、MC碳化物、γ/γʹ共晶及M₃B₂硼化物组成；固溶和时效热处理后合金中的γ/γʹ共晶消失，M₃B₂硼化物回溶，基体中析出尺寸均匀的γʹ相；与铸态相比，热处理态合金的室温拉伸强度降低，但是其塑性略有提高。热处理态合金950 ℃的强度和塑性均有一定的提高；铸态和热处理态合金的室温拉伸均呈解离断裂特征，高温拉伸断裂机制均为微孔聚集型的韧性断裂。

关键词： 金属材料; 钴基高温合金; 组织特征; 热处理; 拉伸性能

Abstract

A typical γʹ-strengthened Co-based superalloy was focused on in this research, and various characterization methods were employed to investigate the microstructure of the as-cast alloy. Subsequently, a heat treatment regime was developed based on the characteristics of the as-cast microstructure, and the effect of heat treatment on the microstructure and room temperature/high-temperature tensile properties of the alloy was assessed. The results showed that: the microstructure of the as-cast alloy consisted of γ matrix, γʹ phases, MC carbides, γ/γʹ eutectic and M₃B₂ borides. After solution and aging heat treatments, the γ/γʹ eutectic disappeared, and the M₃B₂ borides were mostly dissolved, with uniformly sized γ′ phases precipitating in the matrix. In comparison to the as-cast alloy, the room temperature tensile strength of the heat-treated alloy decreased, but plasticity slightly improved. Tensile tensile at 950 °C showed that the strength and plasticity of the heat-treated alloy were improved to some extent. Both the as-cast and heat-treated alloys exhibited a characteristic of cleavage fracture during room temperature tensile testing, while the fracture mechanism under high-temperature tensile conditions was a ductile fracture of the micropore aggregation type.

Keywords： metallic materials; Co-based superalloy; microstructure characteristics; heat treatment; tensile properties

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本文引用格式

张慧芳, 吴浩, 肖传民, 李奇, 谢君, 李金国, 王振江, 于金江. 热处理对一种 γʹ 沉淀强化钴基高温合金拉伸性能的影响[J]. 材料研究学报, 2025, 39(3): 198-206 DOI:10.11901/1005.3093.2024.198

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随着高温合金体系的发展和完善，新型高温合金的研发从具有更高的使用温度变为具有高功能性、高环境适应性。钴基高温合金具有优异的可焊性、良好的抗热腐蚀、热疲劳特性，是开发航空发动机和燃气轮机用高耐蚀结构材料的新方向^[1,2]。同时，钴基高温合金具有较宽的热加工范围和优异的焊接性能，也使其成为开发新型涡轮盘件和增材制造关键热端部件的重要材料^[3,4]。传统钴基高温合金以碳化物强化为主，2006年日本Sato等在Co-Al-W三元合金中发现了与镍基高温合金中的γʹ-(Ni₃Al)相类似的Co₃(Al,W)相。Co₃(Al,W)相弥散分布在基体中并与基体共格，有沉淀强化作用^[5]。基于此，钴基高温合金的高温强度显著提高，从而发展出多种以Co₃(Al,W)为强化相的新型钴基高温合金，其中部分钴基和钴镍基单晶高温合金的高温力学性能已经与二代单晶高温合金接近^[6~8]。

随着钴基高温合金体系的复杂化，合金的组织也复杂多样，建立与之匹配的组织调控措施至关重要。钴基高温合金中的有害相包括多种类型的TCP相，如μ相、χ相、Laves相等^[9~11]，以及一些低熔点相，如硼化物、共晶、B2相等^[12~15]。因此，需要制定合适的热处理制度以改善钴基高温合金的铸态组织从而提高其性能^[16~20]。基于此，本文研究热处理对一种典型γʹ沉淀强化钴基高温合金的组织和性能的影响。

1 实验方法

1.1 实验用合金试样的制备

实验用合金的名义成分为：Co-15Ni-4Al-15W-5Cr-5Ta-1Ti-0.15C-0.024B-0.02Zr (%，质量分数)。按照合金的名义成分配料后，用10 kg真空感应炉(型号为ZG-001)熔炼后浇注成母合金铸锭。用X射线荧光光谱和碳硫仪检测出母合金的实测成分为：Co-15.19Ni-3.98Al-15.06W-4.98Cr-5.15Ta-0.96Ti-0.15C-0.03B-0.02Zr (%，质量分数)。

将母合金进行二次熔炼后浇注成拉伸试棒。二次熔炼工艺：在1550 ℃精炼3 min后降温至1500 ℃后浇注，型壳的预热温度为1000 ℃。

1.2 DSC测试

用STA449F3型超高温综合热分析仪进行差示扫描量热(DSC)测试合金析出相的转变温度。从母合金上切割直径为3 mm厚度为2 mm的DSC测试样品，用砂纸打磨样品的表面直至露出金属光泽。DSC测试在动态高纯度Ar气氛中使用高纯度Al₂O₃坩埚进行，以最大限度地减少氧化。试样经受如下的加热和冷却循环：室温→以30 ℃/min升温至800 ℃→在800 ℃等温保持10 min→以10 ℃/min升温至1450 ℃→在1450 ℃等温保持10 min→以10 ℃/min的速度冷却至800 ℃→以30 ℃/min的速度冷却到室温。

1.3 热处理制度确定

对合金进行固溶加时效热处理。根据DSC曲线得到合金的初熔温度，在初熔温度选取6个温度点进行初熔实验，在相应温度点保温30 min后水淬，观察初熔样品的金相组织，从而选取合适的固溶处理温度。初熔/固溶/时效处理样品的尺寸为10 mm × 10 mm × 10 mm。初熔和固溶实验在1500 ℃高温箱式炉中进行，时效处理在1100 ℃高温箱式炉中进行。确定合金的热处理制度后，对拉伸试棒进行固溶和时效处理。

1.4 显微组织的表征

用线切割切取直径为10 mm厚度为2 mm的样品用于组织观察。将样品表面依次用180、400、1000、2000#的金相砂纸打磨并配合LAP-2MV金相磨抛机用DNW2.5水溶金刚石研磨膏将其抛光，然后进行电解腐蚀，腐蚀剂配比(体积比)为42H₃PO₄∶34H₂SO₄∶24H₂O，电压为5 V，电解时间约为5 s。腐蚀后用Leica DMC 4500光学显微镜和Apreo 2C扫描电子显微镜观察组织。

用EBSD并结合EDS能谱鉴定析出相的类型。EBSD样品直径为5 mm厚度为2 mm。样品机械抛光后进行振动抛光以去除表面应力，所用抛光液的粒径为50 nm。用配备UltimMax65 & Symmetry的Zeiss Gemini SEM 300场发射扫描电镜鉴别相组成，样品的倾斜角度为70°，加速电压为20 kV，扫描步长为1.5 μm。用Channel 5软件解析EBSD数据。

1.5 力学性能的测试

将铸态和热处理态的合金试棒加工成标准拉伸样品，其尺寸如图1所示。根据标准GB/T 228.1-2021用TSE 105D微机控制电子万能实验机进行室温拉伸实验；根据国家标准GB/T 228.2-2015用MTS E45.105万能实验机进行950 ℃高温拉伸实验，拉伸前将试样在950 ℃保温10 min。为了确保测试数值的准确性，最少用2根样品进行平行测试，取其结果的平均值。

图1

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图1 拉伸试样的加工示意图

Fig.1 Schematic diagram of tensile specimen (unit: mm)

观察拉伸断裂后样品较短的一侧断口的形貌，观察前将样品用酒精进行超声波清洗5 min。将拉伸断裂试样较长的一侧沿着应力轴方向切取长约5 mm的样品，机械研磨抛光后进行电解腐蚀。用Apreo 2C扫描电子显微镜观察纵剖面，以分析合金的裂纹萌生扩展机制。

2 结果和讨论

2.1 铸态合金的组织

图2给出了合金铸态的金相组织。可以看出，合金铸态的组织包含MC碳化物以及聚集在枝晶间区域的γ/γʹ共晶和网状相，其中MC碳化物的形态包括骨架状、短杆状和块状。用电子探针(EPMA)定量分析铸态合金中析出相的化学成分，结果列于表1。从表1可见，MC碳化物中富含C、Ta、Ti。进行EBSD结合EDS鉴别网状相(图3)，并根据表1中的成分确定网状相是富含Ta、W的M₃B₂硼化物。M₃B₂是一种低熔点有害相，使合金的初熔温度降低。因此须结合DSC和金相法确定合理的固溶热处理温度以消除该相。

图2

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图2 铸态合金的OM组织

Fig.2 OM micrographs of as-cast alloy (a) low magnification, (b) high magnification

表1 铸态合金中析出相的EPMA结果

Table 1 EPMA analysis of the precipitated phase in as-cast alloy

Phase		Co	Ni	Cr	Ti	C	B	Ta	W
MC	Mass fraction%	1.69	0.21	0.12	10.83	9.38	-	75.88	20.24
	Atom fraction%	1.82	0.23	0.15	14.39	49.72	-	26.69	7.01
M₃B₂	Mass fraction%	4.54	3.08	1.54	2.45	-	4.73	44.45	37.22
	Atom fraction%	4.88	4.74	2.67	4.62	-	39.54	22.69	18.78

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图3

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图3 铸态组织EBSD相的鉴别

Fig.3 Phase identification of as-cast microstructure with EBSD (a) SEM image, (b) M₃B₂ phase identification, (c-d) M₃B₂ EDS mapping

图4给出了铸态合金中枝晶干和枝晶间区域γʹ相的形貌。在铸态高温合金的凝固过程中出现的成分微观偏析使枝晶干和枝晶间析出的γʹ相形状不规则和大小不均匀，枝晶干中的γʹ相尺寸(133 nm)明显小于枝晶间的γʹ相尺寸(232 nm)。

图4

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图4 铸态合金中枝晶干和枝晶间区域γʹ相的形貌

Fig.4 SEM images of γʹ precipitates in as-cast alloy (a) dendritic core area, (b) interdendritic area

2.2 热处理对合金组织的影响

为了使合金中的有害相回溶和提高合金化学均匀性，对合金进行了固溶处理。固溶处理温度高于γʹ相的固溶温度并尽量接近且低于初熔温度。根据铸态合金的DSC升温曲线(图5)得到合金的初熔温度为1256 ℃。在DSC测试时须达到一定的相变量才能检测出吸放热峰，因此用金相法进一步确定合金的初熔温度。在1256 ℃以下选取6个温度点(1235、1205、1175、1155、1145和1135 ℃)进行初熔实验。初熔实验后合金的金相组织在图6中给出。可以看出，在1135 ℃和1145 ℃试样没有发生初熔，而温度高于1155 ℃时合金发生了明显的初熔。在试样枝晶间M₃B₂相附近的区域出现了熔池，且温度越高合金中出现的熔池越多。因此，结合DSC曲线和金相法显微组织确定了该合金的初熔温度为1145~1155 ℃。为了不使合金发生初熔并考虑到热处理炉内温度的波动，确定合金的固溶处理温度为1120 ℃。

图5

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图5 铸态合金的DSC升温曲线

Fig.5 DSC heating curves of as-cast alloy

图6

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图6 在不同温度初熔后合金的SEM图像

Fig.6 SEM images of incipient melting at different temperatures (a) 1235 ^oC, (b) 1205 ^oC, (c) 1175 ^oC, (d) 1155 ^oC, (e) 1145 ^oC, (f) 1135 ^oC

图7给出了固溶热处理时间对合金组织的影响。可以看出，在1120 ℃固溶处理3 h后铸态合金中的共晶完全消除，γʹ强化相回溶到基体中，低熔点M₃B₂相部分溶解(图7b)。固溶处理时间延长到6 h，铸态组织中的M₃B₂相全部溶解(图7c)。据此将合金的固溶处理制度定为：在1120 ℃，固溶处理6 h后空冷。

图7

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图7 合金的铸态组织、1120 ℃/3 h固溶处理后的组织以及1120 ℃/6 h固溶处理后的组织

Fig.7 SEM micrographs of as-cast alloy (a), the heat-treated microstructure after solutioned at 1120 ^oC for 3 h (b) and the heat-treated microstructure after solutioned at 1120 ^oC for 6 h (c)

将合金的时效温度定为850 ℃，时效时间为48 h^[21~25]，具体的热处理过程如图8所示。图9给出了完全热处理后合金的微观组织。可以看出，与铸态合金相比，热处理态合金中的硼化物大部分回溶，析出了少量针状μ相。同时，热处理态合金的γʹ相形状更加规则，立方度变好，尺寸分布均匀，枝晶干和枝晶间γʹ相的尺寸约为151 nm。

图8

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图8 合金的热处理过程

Fig.8 Heat treatment process of alloy

图9

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图9 完全热处理后合金的组织

Fig.9 Microstructure of heat-treatment alloy (a) low magnification SEM image, (b) high magnification SEM image, (c) γʹ precipitates

2.3 铸态和热处理态合金不同温度下的拉伸性能

不同状态合金在不同条件下拉伸的力学性能参数，列于表2。可以看出，与铸态合金相比，热处理态合金的室温拉伸屈服强度由690 MPa下降到576 MPa，拉伸强度由999 MPa下降到884 MPa，但是塑性略有提高；在950 ℃高温拉伸，热处理态合金的屈服强度没有明显的变化，拉伸强度由471 MPa提高到497 MPa，延伸率和断面收缩率有一定程度的提高。上述结果表明，热处理在一定程度上提高了合金的高温性能。热处理态合金室温强度的降低，可能与热处理后析出的针状μ相有关。热处理态合金高温强度的提高，可能与热处理后枝晶间低熔点的共晶和M₃B₂硼化物回溶有关。后文拉伸断口纵截面的组织，证实了这一推测。

表2 不同状态合金在不同拉伸条件下的力学性能

Table 2 Tensile properties of as-cast and heat-treatment alloys at different temperatures

Alloy	Temperature / ^oC	R_p0.2 / MPa	R_m / MPa	A / %	Z / %
As-cast	RT	690	999	8.5	16
Heat-treatment	RT	576	884	9.0	17
As-cast	950	362	471	8.0	16
Heat-treatment	950	367	497	10.0	35

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2.4 铸态和热处理态合金不同温度下的拉伸断裂组织

图10给出了铸态合金试样的室温和高温拉伸断口形貌。合金的室温拉伸断口形貌呈圆形，断口光亮，宏观上较为平整，说明断裂时没有发生明显的塑性变形。由图10a可以看出，合金断口表面出现明显的枝晶形貌。在图10b中的高倍SEM照片中可观察到明显的河流状花样，由此可推断铸态合金的室温拉伸断裂呈解理断裂特征^[26]。而合金的高温拉伸断口形貌和室温时的完全不同(图10c)，合金在高温拉伸时发生了明显的塑性变形，断口呈灰暗色，整体凹凸不平，呈现出海绵状特征。图10d给出了高温拉伸断口的高倍形貌，可见断口中出现了微孔和由微孔聚集形成的扩展裂纹。这表明，合金的高温拉伸断裂为微孔聚集型的韧性断裂^[27]。

图10

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图10 铸态合金在不同温度拉伸断口的形貌

Fig.10 Tensile fracture surface morphologies of as-cast alloy at different temperatures (a) low magnification micromorphology at RT, (b) high magnification micromorphology at RT, (c) low magnification micromorphology at 950 ^oC, (d) high magnification micromorphology at 950 ^oC

图11给出了热处理合金在室温和950 ℃的拉伸断口形貌。热处理态合金室温拉伸断口表面呈现解离小台阶和沿枝晶断裂的特征(图11b)，表明其断裂机制与铸态合金相同；与铸态试样相比，在热处理态合金高温拉伸的断口表面聚集更多的微孔(图11d)，表明其高温拉伸塑性更好，与力学性能的测试结果一致。拉伸断口形貌特征表明，热处理态合金的高温拉伸断裂机制也属于微孔聚集型的韧性断裂。

图11

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图11 合金在不同温度热处理态的拉伸断口形貌

Fig.11 Tensile fracture surface morphologies of heat-treatment alloy at different temperatures (a) low magnification micromorphology at RT, (b) high magnification micromorphology at RT, (c) low magnification micromorphology at 950 ^oC, (d) high magnification micromorphology at 950 ^oC

铸态合金在室温和950 ℃高温拉伸断裂后近断口区域的纵截面组织，如图12所示。从图12a~c可见，铸态合金在室温拉伸期间裂纹主要从块状、骨架状及短棒状MC碳化物处萌生。这表明，拉伸应力集中在碳化物处。当产生的应力高于碳化物的屈服强度时，MC碳化物开裂碎化^[26~28]。枝晶干区域没有有害相且γʹ强化相的阻碍作用较强，使裂纹难以扩展进入枝晶干区域，而只能在合金的枝晶间区域扩展^[25]。在高温拉伸时，如图12d~f所示，裂纹从硼化物处萌生后扩展。

图12

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图12 铸态合金在不同温度拉伸断裂后近断口区域的纵截面形貌

Fig.12 Microstructure of the longitudinal section near the fracture after tensile rupture to fracture of as-cast alloy at different temperatures (a~c) RT, (d~f) 950 ^oC

热处理态合金在室温和950 ℃高温条件下拉伸断裂后，近断口区域的纵截面组织如图13所示。从图13a~c可见，热处理合金的室温拉伸断口组织与铸态合金相似。在拉伸应力作用下，枝晶间MC碳化物、未回溶的硼化物和μ相发生撕裂。因此，热处理态合金在室温拉伸期间的薄弱区域为MC碳化物、少量未回溶的硼化物和热处理后析出的少量μ相。这些结果与表2中热处理后室温强度下降的结果一致。与铸态合金相比，热处理后析出的μ相是室温拉伸裂纹的扩展源^[25]。前文的合金组织特征表明，硼化物在铸态合金的枝晶间大量聚集，而热处理后大部分硼化物回溶。因此，与铸态合金相比，热处理态合金高温拉伸时裂纹减少(图13d~f)。热处理态合金高温拉伸的薄弱区域，是MC碳化物和少量未回溶的硼化物。

图13

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图13 热处理态合金在不同温度拉伸断裂后近断口区域纵截面的形貌

Fig.13 Microstructure of the longitudinal section near the fracture after tensile rupture to fracture of heat-treatment alloy at different temperatures (a~c) RT, (d~f) 950 ^oC

3 结论

(1) 钴基高温合金Co-15Ni-4Al-15W-5Cr-5Ta-1Ti-0.15C-0.024B-0.02Zr的铸态组织包含γ基体、γʹ相、MC碳化物以及聚集在枝晶间区域的γ/γʹ共晶和M₃B₂相；铸态合金的γʹ相形状不规则，大小不均匀，其中枝晶干区域的γʹ相尺寸为133 nm，枝晶间区域的γʹ相尺寸为232 nm；铸态合金固溶处理后共晶完全消除，γʹ强化相溶解，M₃B₂相基本回溶，时效处理后合金基体中重新析出尺寸均匀的γʹ相，并析出少量针状μ相。

(2) 与铸态合金相比，热处理态合金的室温拉伸强度下降，塑性略有提高，而高温拉伸强度和塑性提高。

(3) 这种合金铸态和热处理态的室温拉伸断裂机制均为以解离断裂特征为主的脆性断裂，高温拉伸断裂机制均为微孔聚集性的韧性断裂；铸态合金的室温拉伸裂纹萌生源为块状、骨架状及短棒状MC碳化物，而高温拉伸的裂纹萌生源为硼化物；热处理态合金在室温拉伸期间的薄弱区域为MC碳化物、少量未回溶的硼化物及热处理后析出的少量μ相，而高温拉伸期间的薄弱区域为MC碳化物及少量未回溶的硼化物。

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在高温合金中,元素Hf和Zr可以促进γ+γ′共晶、MC(2)碳化物、M2SC碳硫化物和Ni5M相的形成,改变草书状MC和M3B2成为块状并且通过净化晶界或枝晶间自由态的S来提高这些薄弱部位的结合强度,从而延迟裂纹的形成和扩展。Hf和Zr可提高铸造高温合金室温拉伸和中温持久的强度和塑性。Hf,Zr抑制次生碳化物M23C6和M6C的生成,从而提高了合金在高温长时热暴露时的显微组织稳定性。Hf,Zr降低合金的初熔温度,Ni5Hf和Ni5Zr相的初熔被认为是Hf,Zr影响初熔的主要原因。通过1150℃/8h的预处理,Ni5Hf以Ni5Hf+γ(C)→MC(2)+γ反应或者固溶两种方式被消除。元素Hf可以缩小枝晶间失去毛细管补缩能力和固相线之间的温度范围,还能降低枝晶间液池沟通所需的液体量。在凝固后期枝晶间的富Hf熔体具有很好的流动性、浸润性和趋肤效应,这些都是降低合金热裂倾向、提高合金可铸性和焊接性能的有利因素。具有高的化学活性的富Hf液膜容易在铸件表面形成Hf2O薄层。Hf和Zr是钎焊用中间层合金的降熔点元素。根据凝固过程中富Hf,Zr熔体的成分最终发展出Ni-18.6Co-4.5Cr-4.7W-25.6Hf和Ni-10Co-8Cr-4W-13Zr两种中间层合金,使单晶高温合金的无Si、B连接成为现实。还发展出了定向凝固片状Ni3Al/Ni7Hf2共晶合金,成分为Ni-5.8Al-32Hf和Ni-4Al-26Hf-8Cr-4W。Ni-5.8Al-32Hf合金的最佳凝固条件为温度梯度G=250℃·cm-1和凝固生长速率R=5μm.s-1;Ni-4Al-26Hf-8Cr-4W,凝固条件为G=350℃·cm-1和R=1μm·s-1。

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Thermodynamic study on equilibrium precipitation phases in a novel Ni-Co base superalloy

[J]. Acta. Metall. Sin., 2010, 46(3): 334

DOI [本文引用: 1]

Thermodynamic properties of the traditional U720Li alloy and the new Ni-Co base superalloy have been studied using JMatPro and the latest relevant database for Ni base superalloys. The effects of chemical composition on the equilibrium precipitation phases, process-ability and γ/γ' mismatch have been analyzed. It is found that the γ/γ' mismatch increases with the increase of Ti/Al (atomic ratio). The volume fraction of γ' is proportional to the Ti+Al contents (atomic fraction). Therefore, by increasing the Ti/Al ratio and Ti+Al content, the yield strength of alloys can be improved. On the other hand, the γ' solvus temperature decreases by Co additions. As a result, the range of processing temperature is extended. The γ/γ' mismatch also increases with Co additions, which adds additional strengthening to the alloy. Moreover, high Ti/Al ratio or low Co content promotes the precipitation of η phase. Thus, Ni-Co base superalloys with high Ti+Al content, Ti/Al ratio and Co content bear an improved strength, phase stabilities and process-ability.

王衣, 孙峰, 董显平等.

新型Ni-Co基高温合金中平衡析出相的热力学研究

[J]. 金属学报, 2010, 46(3): 334

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Thermodynamics calculation and analysis of oxide inclusion formation in single crystal superalloy DD6

[J]. J. Mater. Eng., 2013, (7): 78

DOI [本文引用: 1]

Calculation and analysis on the thermodynamics conditions for the formation of oxide inclusion during the vacuum induction melting of Ni-based single crystal superalloy DD6 have been carried out by using Thermo-calc thermodynamics software and JMatPro analysis software. The results show that the main oxide inclusion is Al2O3. Under the thermodynamic equilibrium state, the value of oxygen activity during the melting and solidification stages is within (3.21-14.0)×10-7 and (1.63-4.89)×10-8. It will cause increasing oxygen in the molten liquid and the formation of Al2O3 inclusion by using CaO crucible when the vacuum level is 0.1Pa. In order to make the content of Al2O3 inclusion reduce to less than 10×10-6, it is necessary to control oxygen content below 4.709×10-6 before alloying treatment.

乔海滨, 刘林, 赵新宝等.

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徐仰涛, 夏荣里, 沙岐振等.

基于JMatPro软件TIG堆焊层Co-8.8Al-9.8W-0.2B合金的相组成及开裂行为

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Overview of mechanical, microstructural, oxidation properties and high-temperature applications of superalloys

2021

... 随着高温合金体系的发展和完善，新型高温合金的研发从具有更高的使用温度变为具有高功能性、高环境适应性.钴基高温合金具有优异的可焊性、良好的抗热腐蚀、热疲劳特性，是开发航空发动机和燃气轮机用高耐蚀结构材料的新方向^[1,2].同时，钴基高温合金具有较宽的热加工范围和优异的焊接性能，也使其成为开发新型涡轮盘件和增材制造关键热端部件的重要材料^[3,4].传统钴基高温合金以碳化物强化为主，2006年日本Sato等在Co-Al-W三元合金中发现了与镍基高温合金中的γʹ-(Ni₃Al)相类似的Co₃(Al,W)相.Co₃(Al,W)相弥散分布在基体中并与基体共格，有沉淀强化作用^[5].基于此，钴基高温合金的高温强度显著提高，从而发展出多种以Co₃(Al,W)为强化相的新型钴基高温合金，其中部分钴基和钴镍基单晶高温合金的高温力学性能已经与二代单晶高温合金接近^[6~8]. ...

A review on machining of high temperature aeronautics super-alloys using WEDM

2019

High-temperature oxidation behavior of a novel Co-base superalloy

2018

CoNi-base superalloys with improved high temperature properties and 3D printability

2021

Cobalt-base high-temperature alloys

2006

Phase equilibria and microstructure on γ? phase in Co-Ni-Al-W system

2008

Microstructure and creep strength of different γ/γ?-strengthened Co-base superalloy variants

2010

Directional coalescence of γ' precipitates during long time aging of CoNiAlW superalloy

2023

On the grain boundary strengthening effect of boron in γ/γ′ Cobalt-base superalloys

2018

... 随着钴基高温合金体系的复杂化，合金的组织也复杂多样，建立与之匹配的组织调控措施至关重要.钴基高温合金中的有害相包括多种类型的TCP相，如μ相、χ相、Laves相等^[9~11]，以及一些低熔点相，如硼化物、共晶、B2相等^[12~15].因此，需要制定合适的热处理制度以改善钴基高温合金的铸态组织从而提高其性能^[16~20].基于此，本文研究热处理对一种典型γʹ沉淀强化钴基高温合金的组织和性能的影响. ...

Investigation of effect mechanism of hafnium and zirconium in high temperature materials

2006

Hf和Zr在高温材料中作用机理研究

2006

Alloying effects in polycrystalline γ? strengthened Co-Al-W base alloys

2014

New generation thermal barrier coatings for ultrahigh temperature applications

2012

新一代超高温热障涂层研究

2012

Study of tensile fracture mechanisms of a Ni-base superalloy supercast 247A

2014

Effects of precipitated phases on the crack propagation behaviour of a Ni-based superalloy

2014

Thermodynamic study on equilibrium precipitation phases in a novel Ni-Co base superalloy

2010

新型Ni-Co基高温合金中平衡析出相的热力学研究

2010

Thermodynamics calculation and analysis of oxide inclusion formation in single crystal superalloy DD6

2013

DD6 单晶高温合金氧化物夹杂形成的热力学计算及分析

2013

Estimation of the effect of hafnium on equilibrium phases in FGH97 PM superalloy

2011

铪对FGH97合金平衡相影响的评估

2011

Modelling of the thermo-physical and physical properties for solidification of Ni-based superalloys

2004

K.Z., Li X,

2003

Thermodynamic simulation calculation of Co-8.8Al-9.8W alloy with different B content based on JMatPro software

2016

基于JMatPro软件不同B含量下Co-8

2016

Phase composition and cracking behavior on TIG cladding layer of Co-8.8Al-9.8W-0.2B superalloy based on JMatPro software

2017

... 将合金的时效温度定为850 ℃，时效时间为48 h^[21~25]，具体的热处理过程如图8所示.图9给出了完全热处理后合金的微观组织.可以看出，与铸态合金相比，热处理态合金中的硼化物大部分回溶，析出了少量针状μ相.同时，热处理态合金的γʹ相形状更加规则，立方度变好，尺寸分布均匀，枝晶干和枝晶间γʹ相的尺寸约为151 nm. ...

基于JMatPro软件TIG堆焊层Co-8.8Al-9.8W-0.2B合金的相组成及开裂行为

2017

Effects of Mo on the evolution of microstructures and mechanical properties in Co-Al-W base superalloys

2019

Phase-field simulation of γ? coarsening behavior in cobalt-based superalloy

2021

Effect of hafnium on the structure and properties of nickel alloys

1980

High temperature tensile properties of a series of nickel-base superalloys on a γ/γ′ tie line

1997

... 铸态合金在室温和950 ℃高温拉伸断裂后近断口区域的纵截面组织，如图12所示.从图12a~c可见，铸态合金在室温拉伸期间裂纹主要从块状、骨架状及短棒状MC碳化物处萌生.这表明，拉伸应力集中在碳化物处.当产生的应力高于碳化物的屈服强度时，MC碳化物开裂碎化^[26~28].枝晶干区域没有有害相且γʹ强化相的阻碍作用较强，使裂纹难以扩展进入枝晶干区域，而只能在合金的枝晶间区域扩展^[25].在高温拉伸时，如图12d~f所示，裂纹从硼化物处萌生后扩展. ...

... 热处理态合金在室温和950 ℃高温条件下拉伸断裂后，近断口区域的纵截面组织如图13所示.从图13a~c可见，热处理合金的室温拉伸断口组织与铸态合金相似.在拉伸应力作用下，枝晶间MC碳化物、未回溶的硼化物和μ相发生撕裂.因此，热处理态合金在室温拉伸期间的薄弱区域为MC碳化物、少量未回溶的硼化物和热处理后析出的少量μ相.这些结果与表2中热处理后室温强度下降的结果一致.与铸态合金相比，热处理后析出的μ相是室温拉伸裂纹的扩展源^[25].前文的合金组织特征表明，硼化物在铸态合金的枝晶间大量聚集，而热处理后大部分硼化物回溶.因此，与铸态合金相比，热处理态合金高温拉伸时裂纹减少(图13d~f).热处理态合金高温拉伸的薄弱区域，是MC碳化物和少量未回溶的硼化物. ...

Room temperature tensile behaviour of K640S Co-based superalloy

2019

... 图10给出了铸态合金试样的室温和高温拉伸断口形貌.合金的室温拉伸断口形貌呈圆形，断口光亮，宏观上较为平整，说明断裂时没有发生明显的塑性变形.由图10a可以看出，合金断口表面出现明显的枝晶形貌.在图10b中的高倍SEM照片中可观察到明显的河流状花样，由此可推断铸态合金的室温拉伸断裂呈解理断裂特征^[26].而合金的高温拉伸断口形貌和室温时的完全不同(图10c)，合金在高温拉伸时发生了明显的塑性变形，断口呈灰暗色，整体凹凸不平，呈现出海绵状特征.图10d给出了高温拉伸断口的高倍形貌，可见断口中出现了微孔和由微孔聚集形成的扩展裂纹.这表明，合金的高温拉伸断裂为微孔聚集型的韧性断裂^[27]. ...

Carbides evolution and mechanical behavior of Co-Cr-Nb-W wear-resistance alloy

2024

Co-Cr-Nb-W合金碳化物组织转变及力学性能研究

2024

Influence of type and morphology of carbides on stress-rupture behavior of a cast cobalt-base superalloy

2017

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