基础成分是镍基高温合金向多元合金演化的关键。因此，以Ni-20%Cr(20%为质量分数)合金为基础，以Al为合金化元素，利用团簇模型设计5种具有代表性的基础合金成分。系统分析激光增材制造非平衡凝固条件下合金组织和性能随成分的演化规律。结果表明，随着Al含量的增加，沉积态合金的基体组织逐渐由γ-Ni 固溶体向γ′-Ni₃Al有序相转化，而沿晶界分布的α-Cr固溶体在数量稳定增加的同时，其形态也由颗粒状变为链条状，且在Al含量(原子数分数)为25.0%时被γ′-Ni₃Al＋γ-Ni离异共晶组织所取代。合金强化机制由固溶强化向沉淀强化的转变，致使沉积态合金的硬度和强度随着Al含量的增加而逐渐增强，而塑性则逐渐降低。增加Al的含量有利于提高沉积态合金的抗高温氧化性能，但过高Al含量会损害合金的可焊性。因此，优质基础合金中Al的含量应限制在12.5%～18.5%范围内，以使合金兼有良好的力学性能、高的抗高温氧化性和好的可焊性。

通过激光立体成形得到了Inconel 718合金沉积态和固溶态试样,研究了时效温度及时效时间对δ相尺寸、形貌和体积分数的影响。结果表明,沉积态试样δ时效处理时,δ相首先在枝晶间的Laves相周围以短针状的形态析出,不形成长针状的穿晶δ相;固溶态试样δ时效处理时,在890 ℃下长时间时效处理可形成穿晶的δ相,而950 ℃下时效处理时δ相只在晶界处以短棒状析出。固溶态试样δ相析出的孕育期延长,且时效结束后形成的δ相体积分数较小。沉积态和固溶态试样中δ相的析出表观激活能分别为1917 kJ·mol ^-1和1867 kJ·mol ^-1。

以金属粉末为焊料, 研究了Ti3Al基合金与GH4169高温合金异种材料之间的激光焊接, 分析了接头各区域的微观组织, 并测试了接头截面不同区域的显微硬度以及接头的室温拉伸强度。研究结果表明, 当焊料为单一的Ti-Ni-Nb粉末时, 接头的平均室温抗拉强度为129 MPa, 焊料与两种母材的界面均没有生成反应层, 焊缝的成分主要为Ti-Ni-Nb相、Nb-Ti固溶体及析出的Nb, 焊缝与母材界面的显微硬度高于焊缝中心及母材的; 当焊料为Ti-Nb/Ti-Ni-Nb/Ni-Cu三种粉末的复合焊料时, 接头的抗拉强度增大至180 MPa, 接头中主要元素的含量随焊料成分的不同沿焊缝逐渐发生变化, Ti3Al/Ti-Nb界面具有较高的显微硬度, Ti-Nb区和Ti-Ni-Nb区的硬度值高于Ni-Cu区的。

激光温喷丸是一种新型的激光表面强化工艺, 即先将材料预热到一定的温度, 再对材料进行激光喷丸处理。相比于常温激光喷丸, 激光温喷丸产生的热-力效应更有利于提高循环载荷和高温下的残余应力和微观组织性能稳定性。温度和激光功率密度是影响激光温喷丸效果的两个重要因素, 本文以Johnson-Cook模型为本构模型, 用Abaqus有限元分析软件模拟分析了不同温度(250、 260、 270、 290、 310 ℃)和激光功率密度I0(7、 8、 9、 10 GW/cm2)下激光喷丸Inconel 718镍基合金后的残余应力分布, 从而确定了激光温喷丸镍基合金的较优工艺参数组合I0＝9 GW/cm2, T＝260 ℃,此时残余应力存在一极大值-489.06 MPa。在此基础上, 选取I0＝9 GW/cm2进行激光温喷丸(260 ℃)和激光喷丸实验, 用X射线应力测定仪和显微硬度计分别对试样的表面残余应力和显微硬度进行测试, 发现表面残余应力和模拟结果一致性较好, 激光温喷丸后的显微硬度相对于基体提高了60%, 比常温激光喷丸后的显微硬度更有所增大。

采用机械球磨法获得混合均匀的Ni-Cr-Ti-Al熔覆材料; 并利用CO2激光器在K418镍基高温合金表面制备了不同化学成分的Ni-Cr-Ti-Al涂层; 采用光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜(SEM)及X射线衍射仪(XRD)等手段探讨了不同成分涂层与基体合金的结合情况。分析比较了Ni,Ti和Al含量对熔覆涂层的组织特征的影响。结果表明, 在熔覆过程中, Ti,Al合金元素与Ni相互作用将形成Ni2TiAl, Ni3(Al,Ti),Ni3Ti和NiAl金属间化合物相; Ni-Cr-Ti-Al熔覆涂层以Ni3(Al,Ti)相形成的枝晶组织为主, Ni2TiAl,Ni3Ti及NiAl相分布在Ni3(Al,Ti)枝晶间; 其中, Ni66.11Cr7.35Ti14.39Al12.15熔覆涂层形成了TiAl合金与K418合金之间成分和性能的良好过渡, 为实现TiAl合金/K418合金异种合金间的扩散连接提供了良好的组织基础。