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采用Thermo-calc热力学计算软件以及JMatPro分析软件对DD6镍基单晶高温合金真空感应熔炼过程中氧化物夹杂形成的热力学条件进行了计算分析。结果表明:DD6单晶高温合金熔化和凝固过程中形成的氧化物夹杂主要为Al2O3。热力学平衡状态下,熔化阶段和凝固阶段合金液中氧的活度分别在(3.21~14.0)×10-7,(1.63~4.89)×10-8范围内。在真空度为0.1Pa时,采用CaO坩埚熔炼DD6合金将会造成熔体增氧和Al2O3夹杂的产生。为了使Al2O3夹杂含量降低至10×10-6以下,合金化开始前应将氧的含量控制在4.709×10-6以内。 相似文献
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通过对K447A合金在不同热处理状态下的显微组织观察和拉伸性能测试,研究了合金显微组织的演变规律及其对拉伸性能的影响。结果表明,合金铸态组织主要包括γ基体、γ′相、碳化物及γ/γ′共晶,碳化物多分布于晶内枝晶干和晶界。固溶处理后,γ′相由大、小两种尺寸的组成,碳化物发生"碎化",且由γ′相包覆,同时枝晶间处析出了细小的MC型碳化物。高温(1100℃)时效热处理使γ′相长大,同时再次析出细小γ′相;低温(870℃)时效热处理则使γ′相形貌接近长方形。拉伸性能结果表明,合金经固溶热处理和时效热处理后的抗拉强度相近,但时效热处理后的伸长率有所增加。 相似文献
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研究了两种均匀化温度下的热处理对K4169合金显微组织、Nb偏析和持久性能的影响。结果表明,随着均匀化温度的提高,合金中Laves的体积分数逐渐降低。1120℃时,Nb元素仍强烈偏析于枝晶间;当温度升高至1160℃时,Nb元素的偏析程度得到显著改善。经固溶和时效处理后,δ相分别主要以魏氏组织和颗粒状析出,1160℃处理试样中γ′′相的体积分数较大。650℃/620 MPa持久性能测试结果表明,持久寿命随均匀化温度的提高显著增加,但延伸率有所降低。持久断裂类型由穿晶韧性断裂变为沿晶-穿晶复合脆性断裂。 相似文献
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采用Thermo-calc热力学计算软件以及JMatPro分析软件对DD6镍基单晶高温合金真空感应熔炼过程中氧化物夹杂形成的热力学条件进行了计算分析。结果表明:DD6单晶高温合金熔化和凝固过程中形成的氧化物夹杂主要为Al2O3。热力学平衡状态下,熔化阶段和凝固阶段合金液中氧的活度分别在(3.21~14.0)×10-7,(1.63~4.89)×10-8范围内。在真空度为0.1Pa时,采用CaO坩埚熔炼DD6合金将会造成熔体增氧和Al2O3夹杂的产生。为了使Al2O3夹杂含量降低至10×10-6以下,合金化开始前应将氧的含量控制在4.709×10-6以内。 相似文献
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研究了固溶后冷却速度对CHS-104合金显微组织和高温力学性能的影响.结果表明,合金铸态组织由γ基体、γ'相、γ/γ'共晶相和碳化物组成,碳化物为MC型,主要元素为Ti、Nb、W.固溶处理后,合金析出的]’相近似球形.其中,空冷时的尺寸为0.1~0.3μm,而炉冷后则增大至0.2~0.8μm.两种冷速固溶后Al、Cr、Mo、Nb元素在枝晶杆和枝晶间的偏析程度减弱,偏析比趋于1.合金力学性能测试结果表明,固溶后炉冷较空冷时的900℃抗拉强度降低,由552 MPa降到526MPa,但塑性显著提高,伸长率从9.9%增至21.7%,提高了119%;900℃、200MPa条件下的持久寿命由89.2h降到83.2h.合金拉伸/持久断裂以沿晶/穿晶复合方式呈现. 相似文献
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Mo对镍基单晶高温合金组织及持久性能的影响 总被引:3,自引:0,他引:3
通过在不含Mo的基础合金USTB-F7中添加1.5%(质量分数)Mo,形成合金USTB-F9,研究Mo对镍基单晶高温合金组织稳定性和持久寿命的影响。1 100℃时效与热处理组织的研究分析表明:合金USTB-F7中γ′相形貌介于球形和立方形之间,属中间态形貌;经长期热处理2 000 h后,其形貌保持稳定,仅发生粗化而未产生筏排现象。Mo的添加使γ相中Re、Mo和Cr等元素含量增加,提高了合金USTB-F9的γ/γ′点阵错配度和γ′相的立方度,从而加速长期热处理过程中的筏排化进程,仅200 h就发生明显的筏排现象。同时,Mo强烈促进富含Re、Mo、W和Cr等元素的P相和σ相的析出,使析出时间由合金USTB-F7的700 h提前到合金USTB-F9的100 h。在1 100℃和140 MPa下的持久性能测试表明,尽管Mo的添加提高了γ′相的体积分数和错配度,并促进筏排组织的形成,有利于合金持久性能的提高;但由于Mo促进TCP相的大量析出,从而使合金的持久寿命降低。 相似文献