第三代粉末冶金高温合金René104的研究进展

概述了粉末冶金高温合金的发展历程,并简要介绍了几个典型的第三代粉末冶金高温合金,重点讲述了第三代粉末冶金高温合金René104的成形工艺、热处理工艺和经不同热处理得到的典型组织,以及René104的单合金双组织热处理工艺。

FGH97粉末冶金高温合金热处理工艺和组织性能的研究

对采用两种制度热处理的FGH97镍基高温合金进行了组织性能对比。结果表明,固溶淬火和时效温度、保温时间及冷却方式直接影响该合金中γ′强化相、不同类型碳化物等析出相的形貌、尺寸、数量和分布。两种制度热处理后的试样中γ′相和碳化物的不同匹配度,决定其各自具备良好的综合力学性能。制度Ⅰ试样的拉伸和持久塑性和750℃持久性能高于制度Ⅱ;制度Ⅱ试样的拉伸强度、650℃持久强度以及抗蠕变性和低周疲劳性能高于制度Ⅰ。

粉末冶金高温合金中的原始颗粒边界(PPB)问题

概述了热等静压态粉末冶金高温合金中原始颗粒边界(PPB)的形成机理及其对合金组织与性能的影响,以及影响PPB形成的因素和消除PPB的措施。指出PPB的存在不利于合金组织的控制,而且使合金的塑性降低,性能不稳定。通过调整合金成分、选择合适的粉末制备和处理工艺以及改进成形工艺等措施可以消除PPB。高温固溶处理可以溶解PPB析出物,但冷却速度不合适时PPB会再次析出。

热挤压态FGH96粉末冶金高温合金的显微组织与力学性能

以热挤压态镍基粉末冶金高温合金FGH96为研究对象,研究该合金横向(垂直于挤压方向)和纵向(沿挤压方向)试样的显微组织及力学性能,分析断裂机制和变形后的显微组织。结果表明:FGH96合金横向及纵向试样均为无明显织构的等轴晶组织,且平均晶粒尺寸及γ'相体积分数基本一致。在应变速率1×10^(-4)s^(-1)时,横向和纵向拉伸试样抗拉强度在25~650℃温度区间内随温度升高缓慢降低,当温度高于650℃时,抗拉温度下降速率显著增加;且横向试样的抗拉强度低于相同实验条件下纵向试样的抗拉强度,差值为150~200 MPa;失效机制为从室温条件下的穿晶断裂转变为混合断裂模式,横向试样的转变温度为400℃左右,纵向试样的转变温度约为650℃;横向试样变形后,显微组织有高密度的位错缠结及层错;纵向试样拉伸断裂后,显微组织则主要为孪晶及位错与γ'相的交互作用。

粉末冶金高温合金FGH96的热加工图及热压缩变形过程的开裂行为

采用Gleeble3180D型热模拟试验机对热挤压态FGH96合金在变形温度1020-1140℃，应变速率O．001-1．0s^-1进行热压缩实验，分析真应力一真应变曲线，绘制热加工图。并针对热挤压态粉末冶金高温合金FGH96在热压缩温度低于1080℃时的开裂现象，利用热模拟压缩实验方法，确定在变形温度为1050℃、应变速率为0．001-1．0s^-1的热压缩变形过程中的开裂临界应变量，观察变形后试样的裂纹形貌和显微组织，并利用有限元分析方法对热压缩变形过程进行模拟。结果表明：试样中部位置受拉应力作用沿着变形方向产生鼓形变形，当达到临界应变量后，产生呈沿晶断裂的宏观裂纹，并且随着应变速率的减小，裂纹产生的临界应变量逐渐减小；在低应变速率条件下，在宏观裂纹产生之前，试样内部晶粒之间出现了微观开裂的现象，并造成应力下降。

热等静压温度对新型粉末冶金高温合金显微组织的影响

研究了不同热等静压温度下某新型粉末冶金高温合金的显微组织,重点分析了热等静压温度对热等静压态合金锭坯晶粒度、残余枝晶和粉末原始颗粒边界(PPB)以及γ′相的影响。研究结果表明:热等静压温度为1140℃时,获得不完全再结晶组织,存在明显的残余枝晶和PPB,γ′分布不均匀,尺寸、形态各异;热等静压温度为1180℃时,获得较均匀的再结晶组织,残余枝晶和PPB基本消除,γ′分布较均匀,晶内主要为"田"字形,而在晶界呈长条状。

Ni基粉末冶金高温合金平衡析出相的热力学研究

为了对Ni基高温合金进行优化设计,采用热力学计算软件Jmatpro与相应的Ni基高温合金数据库,对3代粉末高温合金René95、René88DT和René104合金的平衡相析出行为进行了热力学计算与比较研究。结果表明:3种合金的平衡相种类基本相同,主要平衡相为γ、γ'、碳化物M23C6和MC以及硼化物M3B2,但析出量、析出温度及范围存在差别。René104合金有较高的γ'相析出温度和较多的γ'相析出量,而René88DT合金的γ'相析出温度最低,γ'相析出量最少;Ta的添加使Nb元素在γ'相中的含量随温度降低先增加后减少的变化规律变为随温度降低而一直减少;另外,对于碳化物而言,René95和René88DT合金中的碳化物析出规律基本一致,只是析出量和析出温度区间不同,而René104合金与它们存在一定差别。

粉末冶金高温合金差热曲线的相变温度分析方法

采用差热分析技术,研究样品质量和升温速率对FGH96合金差热曲线的影响。以FGH96为代表,探索采用差热曲线分析方法准确测量粉末冶金高温合金相变温度的最佳升温速率和样品质量。分析和对比差热曲线不同方法判定的γ'相完全溶解温度、固相线温度及液相线温度。改进了固相线判定方法,并在此基础上确定了FGH96合金中主要相变温度的最优判定方法。实验测定了FGH96合金热等静压、热挤压和热处理状态的相变温度。结果表明:FGH96合金在不同状态下的相变温度基本相同。同时,确定了高温合金差热分析的两个重要实验参数,提出可统一应用于高温合金差热曲线分析相变温度的判定方法。

时效制度对粉末冶金高温合金FGH95组织和性能的影响

研究了淬火处理的FGH95合金在不同时效制度下的显微组织和力学性能,并对室温U型缺口试样冲击断口进行了对比分析。结果表明:相同固溶淬火处理的FGH95合金,经过单级时效(760℃×16h/AC)和两级时效(870℃×1.5h/AC+650℃×24h/AC)处理后晶粒度相同,γ′相的形貌、尺寸和分布也无明显差异。二者的硬度、室温冲击韧度、室温和650℃拉伸性能相当;单级时效后650℃/1035MPa的光滑持久寿命略高于两级时效,但持久塑性低于两级时效。FGH95合金可以采用单级时效代替传统的两级时效处理。

C和Hf对FGH97粉末冶金高温合金热力学平衡相析出的影响

借助Thermo-Calc热力学计算软件及相应的镍基高温合金数据库,对不同C和Hf含量的粉末冶金高温合金FGH97进行了热力学计算,并结合了相应的显微组织观察。研究表明,C和Hf的改变会影响合金热力学平衡相的析出,其中影响最为显著的是碳化物相,其次为γ′相。本文为今后优化FGH97合金成分,提高合金性能提供了一定的理论依据。

FGH98粉末冶金高温合金热变形过程中组织变化

本文利用光学金相显微镜和扫描电镜观察了粉末冶金高温合金FGH98热等静压态锭坯经近等温锻造后的显微组织,研究了热变形对合金中原始颗粒边界(PPB)、粉末原始枝晶组织及晶粒度的影响。从动态再结晶和动态回复的角度分析了变形量对改善FGH98合金组织的作用,探索通过大变形量改善合金显微组织的途径。研究表明:经过三火锻造累积变形量达到75%的实验锭坯中PPB基本消除,获得γ′相均匀分布、晶粒尺寸为5μm的细晶组织。

俄罗斯粉末冶金高温合金研制新进展

介绍了俄罗斯近几年用于ПС90А2、АИ222和Д27航空发动机的ЭП741НП粉末高温合金盘件的性能及使用情况,以及ЭП962НП和为第5代以及第5代半(俄罗斯划分)航空发动机设计的ВВП系列(ВВ750П、ВВ751П、ВВ752П、ВВ753П)粉末高温合金的研制最新进展。俄罗斯采用等离子旋转电极工艺(PREP)制粉+直接热等静压(As-HIP)成形制造粉末高温合金盘件。使用粒度为<100μm的粉末,为ПС90А2发动机研制的4个ЭП741НП合金盘件,其性能优于АЛ-31Ф发动机上使用的ЭП741НП合金盘件性能。为АИ222航空发动机研制的3个ЭП741НП合金盘件以及为Д27航空发动机研制的4个ЭП741НП合金盘件,其性能达到了技术文件的要求。俄罗斯装配АИ222-15С发动机的Як-130教练机通过了飞行试验,并已交付使用。ВВП系列粉末高温合金的抗拉强度、650℃下的持久强度以及低周疲劳性能均优于ЭП741НП合金,但韧性比ЭП741НП合金低。ВВ752П和ВВ753П合金盘件目前处于试制阶段,用于航空发动机涡轮和压气机的ВВ751П、ВВ750П合金盘件已开始工业试验批生产。

铪在粉末冶金高温合金中的作用研究概况

结合铪在铸造高温合金以及变形高温合金中的作用,简要说明了在粉末冶金高温合金中添加铪的重要性,并重点概述了铪在粉末冶金高温合金中的作用及应用,最后探讨了加铪以提高粉末冶金高温合金性能的研究方向。

热诱导孔洞对粉末冶金高温合金性能的影响

热诱导孔洞(TIP)是粉末高温合金中的3种主要缺陷之一,对合金的性能有不利影响。对生产中存在TIP的工件进行了分析,观察了合金的显微组织,并研究了不同气孔率对合金性能的影响。结果表明:对大尺寸、形状复杂的合金制件而言,在热等静压时包套内部有残留气体是TIP形成的原因。随着气孔率的增加,合金的室温拉伸性能和冲击韧性明显降低。当气孔率从0.072%增加到1.744%时,抗拉强度和屈服强度分别降低了28.37%和17.39%,伸长率和断面收缩率分别降低了62.0%和62.5%,同时冲击功降低了58.18%。热处理时TIP会成为裂纹源,导致合金制件出现裂纹甚至开裂。

铣削粉末冶金高温合金的刀具优选试验

针对粉末冶金高温合金材料的铣削特性,选择了合理的刀片材质。通过刀具磨损与寿命对比试验,优选出了最佳的刀片牌号及几何参数。研究结果表明:SECO SEMX1505AFTN-MD20-F30M涂层硬质合金刀片适用于铣削粉末冶金高温合金,并对涂层硬质合金刀具前、后刀面的磨损形貌和失效机理进行了分析。

涂层硬质合金刀具铣削粉末冶金高温合金的切削性能研究

针对粉末冶金高温合金材料的铣削特性,选择了合理的铣刀盘和刀片材质。通过刀具磨损与寿命对比试验优选出了最佳的刀片几何参数,并给出了铣削过程中硬质合金铣刀片的典型磨、破损形态。研究结果表明:TiAlN-TiN涂层硬质合金刀片适于精铣粉末冶金高温合金,在30～70m/min的铣削速度范围内,刀具寿命可达20～108min。由于材料切削温度高和机械冲击严重,涂层刀具的主要失效形式为:崩刃和前刀面的剥落,其主要机理为高温条件下磨粒磨损、粘结磨损、扩散磨损和疲劳损坏的综合作用。

金属包套与镍基粉末冶金高温合金之间连接区的研究

本文通过观察金属包套与粉末冶金高温合金之间连接区形貌,分析了在镍基粉末冶金高温合金毛坯表面发现明显原始颗粒形貌的原因,重点研究了不锈钢包套与镍基粉末冶金高温合金之间的连接区。结果表明:连接区内在不锈钢和粉末冶金高温合金之间存在明显的界面,界面两侧存在扩散层,距离界面最近的镍基高温合金粉末仍保持原始粉末颗粒形貌;毛坯表面发现原始颗粒形貌是靠近粉末冶金高温合金一侧的界面没有完全去除造成的;界面、界面附近粉末原始颗粒形貌的形成与C扩散及镍基高温合金粉末元素偏析有关,连接区Ⅰ厚度不小于167μm,连接区Ⅱ厚度不小于716μm。

粉末特性对镍基粉末冶金高温合金组织及热变形行为的影响

分别采用氩气雾化(Argon atomization,AA)和等离子旋转电极(Plasma rotating electrode process,PREP)两种方法制备具有不同特性的镍基高温合金粉末,然后在相同条件下对两种粉末进行热等静压制备成块体材料(A-HIP及P-HIP)。分别对粉末和块体材料进行显微组织分析和形貌表征,并对热等静压材料在温度为1000~1100℃下、应变速率为0.01~1.0 s-1下进行热压缩实验,利用采集的应力、应变参数,通过迭代和线性回归的方法计算热激活能并构建本构方程,并利用所建立的本构方程预测合金在不同应变下的应力。结果表明:PREP粉末表面洁净度、球形度和粒径均匀度要比AA粉末的好,其表面氧含量也相对较低,仅为0.0079%,而AA粉末中氧含量为0.0139%(质量分数);相比P-HIP,A-HIP中分布着较多的原始颗粒边界和孔洞,原始颗粒边界的主要组成是大尺寸的γ′相和碳氧化物颗粒;A-HIP的平均晶粒尺寸为8.59μm,P-HIP的平均晶粒尺寸为12.54μm;A-HIP的强化相γ′的体积分数(43.91%)与P-HIP的强化相γ′体积分数(43.65%)基本相等。两种材料的激活能分别为1012.9 k J/mol和757.1 k J/mol,并采用双曲正弦Arrhenius模型构建不同应变下的本构方程并预测不同变形条件下的真应力,其与实验值间的绝对误差分别为6.46%和4.87%。A-HIP在压缩过程出现宏观裂纹,原始颗粒边界是压缩裂纹产生主要因素之一,且裂纹沿原始颗粒边界进行扩展。

钎焊CBN砂轮与陶瓷CBN砂轮磨削粉末冶金高温合金的加工性能对比研究

采用钎焊CBN砂轮和陶瓷CBN砂轮进行FGH96粉末冶金高温合金磨削对比试验,从磨削力与温度、表面粗糙度以及砂轮磨损等方面对CBN砂轮磨削性能进行评价。结果表明:钎焊CBN砂轮磨削力接近或低于陶瓷CBN砂轮的;在较低进给速度下(≤360 mm/min),钎焊CBN砂轮磨削温度与陶瓷CBN砂轮的相近,在较高进给速度下(≥540 mm/min),陶瓷CBN砂轮的磨削温度明显高于钎焊CBN砂轮的;在正常磨削条件下,钎焊CBN砂轮磨削后工件的表面粗糙度低于陶瓷CBN砂轮的,且表面粗糙度R_(a)均在0.800μm以下,平均表面粗糙度R_(a)分别为0.508μm和0.529μm。钎焊CBN砂轮工作面磨粒发生材料黏附、磨耗磨损,磨削表面出现材料涂覆等现象;除磨耗磨损、黏附和砂轮堵塞外,由于磨粒破碎和脱落,陶瓷CBN砂轮易在其磨削表面形成深沟槽,降低磨削表面质量。综合分析发现,钎焊CBN砂轮磨削FGH96的性能要优于陶瓷CBN砂轮的。

FGH95粉末冶金高温合金损伤与断裂特性研究

观察分析FGH95粉末冶金高温合金高周疲劳光滑试样断口,研究其断裂规律;并用断口定量的方法对试样断口的裂纹扩展特性进行分析,计算疲劳扩展第2阶段的疲劳扩展寿命,并分析裂纹扩展特性与断裂特征的内在关系。针对120个试样用统计归纳的方法研究总寿命Nf与断裂特征参数ac之间的关系。临界裂纹长度取常用对数后与试验寿命取常用对数后具有大致线性关系,数据点分布在大致平行的具有一定宽度的分散带内,通过拟合出平行带的上下边界方程,可以给出寿命预测的上下边界方程,可用临界裂纹长度估算FGH95粉末冶金高温合金的疲劳寿命。