2019年第36卷第5期文章目次
2019, 36(5).
摘要:
研究了固溶温度、时效温度、时效时间对Ti-6Cr-5V-5Mo-4Al-1Nb (Ti-65541)合金显微组织与力学性能的影响。结果表明,在β相变点以上固溶并时效后,材料中析出细小的次生α相,初生α相完全消失；在较低温度固溶并时效后,次生α相和初生α相同时存在。时效温度对合金强度和塑性的影响最为显著,固溶温度次之,时效时间的影响最弱。随着时效温度的升高,合金的抗拉强度和屈服强度降低,塑性提高。随着固溶温度的提高,合金的强度提高,塑性降低。随着时效时间的延长,合金强度和塑性性能总体呈降低趋势。在740~760℃温度范围内固溶处理,在540~580℃温度范围内时效,时效处理的时间不宜过长,在4~6小时范围内,可获得的综合性能优异和强塑性匹配良好的Ti-65541合金。
研究了固溶温度、时效温度、时效时间对Ti-6Cr-5V-5Mo-4Al-1Nb (Ti-65541)合金显微组织与力学性能的影响。结果表明,在β相变点以上固溶并时效后,材料中析出细小的次生α相,初生α相完全消失；在较低温度固溶并时效后,次生α相和初生α相同时存在。时效温度对合金强度和塑性的影响最为显著,固溶温度次之,时效时间的影响最弱。随着时效温度的升高,合金的抗拉强度和屈服强度降低,塑性提高。随着固溶温度的提高,合金的强度提高,塑性降低。随着时效时间的延长,合金强度和塑性性能总体呈降低趋势。在740~760℃温度范围内固溶处理,在540~580℃温度范围内时效,时效处理的时间不宜过长,在4~6小时范围内,可获得的综合性能优异和强塑性匹配良好的Ti-65541合金。
2019, 36(5).
摘要:
本文研究了在不同热处理条件下C元素的添加对一种近β钛合金的微观组织及维氏硬度的影响。结果表明：C含量对近β钛合金在不同热处理条件下的微观组织都有显著影响。C元素的添加会导致β晶粒的细化。当C添加量由0 vol.% 增加到3 vol.%时，固溶处理后合金的β晶粒尺寸由137μm降低至25μm，且尺寸更加均匀。当C添加量持续增加时β晶粒开始长大。时效后，随着C含量的增加次生α相尺寸和体积分数都减小。此外，单级时效后晶界处的次生α相会随着C含量的增加而逐渐消失。由于受晶粒细化、TiC颗粒和次生α相的影响，随着C添加量的增加，在不同热处理条件下该合金的显微硬度有都明显提高。
本文研究了在不同热处理条件下C元素的添加对一种近β钛合金的微观组织及维氏硬度的影响。结果表明：C含量对近β钛合金在不同热处理条件下的微观组织都有显著影响。C元素的添加会导致β晶粒的细化。当C添加量由0 vol.% 增加到3 vol.%时，固溶处理后合金的β晶粒尺寸由137μm降低至25μm，且尺寸更加均匀。当C添加量持续增加时β晶粒开始长大。时效后，随着C含量的增加次生α相尺寸和体积分数都减小。此外，单级时效后晶界处的次生α相会随着C含量的增加而逐渐消失。由于受晶粒细化、TiC颗粒和次生α相的影响，随着C添加量的增加，在不同热处理条件下该合金的显微硬度有都明显提高。
2019, 36(5).
摘要:
嵌入式NbTi超导线是将小铜超比的NbTi/Cu超导线材经过去油和助焊后,在高温锡液中嵌入U型铜槽中,从而获得大铜超比的NbTi/Cu超导线材。研究了超声波去油温度和乳化剂浓度对对超声波清洗后U型铜槽线表面质量的影响。研究表明,温度为50℃、乳化剂浓度为5%的去油溶液可有效去除U型铜槽线表面的油污和灰尘；进一步研究了不同浓度的前处理助焊剂“氯化亚锡+硝酸+异丙醇”对助焊后U型铜槽线表面状态的影响。研究表明,硝酸助焊后,表面粗糙度很差；氯化亚锡助焊后铜槽线表面粗糙度极低,无法进行热镀锡；而“300g/L氯化亚锡+15%硝酸+3%异丙醇”助焊清洗工艺配方的助焊效果最好。在优化出去油和助焊清洗工艺参数基础之上,采用不同锡液温度(360~500)℃进行镶嵌实验,并采用目测和扫描电镜来表征镶嵌线材表面质量。实验结果表明,锡液温度过低,线材表面镀锡不均匀,呈淡红色；锡液温度过高,线材表面易产生锡瘤；当锡液温度范围为(400~440)℃时,线材表面质量较好,无锡瘤、黑点、毛刺、露铜等表面缺陷,同时可以满足线材结合力和剩余电阻比的性能要求。
嵌入式NbTi超导线是将小铜超比的NbTi/Cu超导线材经过去油和助焊后,在高温锡液中嵌入U型铜槽中,从而获得大铜超比的NbTi/Cu超导线材。研究了超声波去油温度和乳化剂浓度对对超声波清洗后U型铜槽线表面质量的影响。研究表明,温度为50℃、乳化剂浓度为5%的去油溶液可有效去除U型铜槽线表面的油污和灰尘；进一步研究了不同浓度的前处理助焊剂“氯化亚锡+硝酸+异丙醇”对助焊后U型铜槽线表面状态的影响。研究表明,硝酸助焊后,表面粗糙度很差；氯化亚锡助焊后铜槽线表面粗糙度极低,无法进行热镀锡；而“300g/L氯化亚锡+15%硝酸+3%异丙醇”助焊清洗工艺配方的助焊效果最好。在优化出去油和助焊清洗工艺参数基础之上,采用不同锡液温度(360~500)℃进行镶嵌实验,并采用目测和扫描电镜来表征镶嵌线材表面质量。实验结果表明,锡液温度过低,线材表面镀锡不均匀,呈淡红色；锡液温度过高,线材表面易产生锡瘤；当锡液温度范围为(400~440)℃时,线材表面质量较好,无锡瘤、黑点、毛刺、露铜等表面缺陷,同时可以满足线材结合力和剩余电阻比的性能要求。
2019, 36(5).
摘要:
为揭示Ti-6Al-7Nb合金随热处理温度的不同,显微组织、力学性能及相组成的变化规律,研究了合金在650℃-1030℃热处理空冷条件下的组织演变,进行室温力学性能测试与XRD分析。结果表明：650℃属于时效温度,热加工得到的原β转变组织中析出细小的α相,合金的强度和弹性模量有所提高。700℃-850℃之间进行热处理,可以获得良好的综合性能,满足相关标准要求。合金弹性模量处于94-100 GPa。950℃-1030℃温度范围内,随着温度的升高,由于二次针状α相的析出,或者生成α"相,呈现强度上升,塑性下降的趋势。650℃、850℃两个温度热处理后,Ti-6Al-7Nb合金的XRD图谱未出现β相的衍射峰,均为α相的衍射峰。1030℃热处理后,α"相具有较强的(002)、(101)衍射峰,其它晶面的衍射峰能量很弱。合金弹性模量达最大值108GPa。通过金相观察,推算Ti-6Al-7Nb合金α+β→β转变的开始温度处于900℃-920℃,终了温度处于1010℃-1030℃。
为揭示Ti-6Al-7Nb合金随热处理温度的不同,显微组织、力学性能及相组成的变化规律,研究了合金在650℃-1030℃热处理空冷条件下的组织演变,进行室温力学性能测试与XRD分析。结果表明：650℃属于时效温度,热加工得到的原β转变组织中析出细小的α相,合金的强度和弹性模量有所提高。700℃-850℃之间进行热处理,可以获得良好的综合性能,满足相关标准要求。合金弹性模量处于94-100 GPa。950℃-1030℃温度范围内,随着温度的升高,由于二次针状α相的析出,或者生成α"相,呈现强度上升,塑性下降的趋势。650℃、850℃两个温度热处理后,Ti-6Al-7Nb合金的XRD图谱未出现β相的衍射峰,均为α相的衍射峰。1030℃热处理后,α"相具有较强的(002)、(101)衍射峰,其它晶面的衍射峰能量很弱。合金弹性模量达最大值108GPa。通过金相观察,推算Ti-6Al-7Nb合金α+β→β转变的开始温度处于900℃-920℃,终了温度处于1010℃-1030℃。
2019, 36(5).
摘要:
采用“一步法”火焰喷焊法在Ti6Al4V钛合金上制备Ni60过渡层、WxC+Ni60强化层，喷焊层在氩气气氛中冷却，避免了涂层的氧化。过渡层与基体结合良好，没有孔洞等缺陷；强化层中碳化钨颗粒呈弥散分布，与过渡层界面处存在大量的孔洞。喷焊层硬度为1230HV，相比基材，硬度提高了3倍多；相比基材，摩擦系数降低60%以上。喷焊层与GCr15和Si3N4对磨后，喷焊层无明显磨损，对磨副GCr15和Si3N4磨损严重，喷焊层表现出优异的耐磨性
采用“一步法”火焰喷焊法在Ti6Al4V钛合金上制备Ni60过渡层、WxC+Ni60强化层，喷焊层在氩气气氛中冷却，避免了涂层的氧化。过渡层与基体结合良好，没有孔洞等缺陷；强化层中碳化钨颗粒呈弥散分布，与过渡层界面处存在大量的孔洞。喷焊层硬度为1230HV，相比基材，硬度提高了3倍多；相比基材，摩擦系数降低60%以上。喷焊层与GCr15和Si3N4对磨后，喷焊层无明显磨损，对磨副GCr15和Si3N4磨损严重，喷焊层表现出优异的耐磨性
2019, 36(5):1-7.
摘要:
模型处理是影响3D打印钛合金零件成形精度的关键因素之一。以电子束3D打印几种典型形状TC4钛合金零件为研究对象,通过对成形零件进行精度检测,分析其在模型处理过程中引起误差的来源,提出了几项改进措施:对于圆柱体轴类零件,将模型精度设置提高到0.02 mm,可有效提高零件的成形精度;对于点阵多孔零件,提高STL数据的精度并优化切层算法,保持切层前后模型原貌是解决该问题的途径;对于针状细圆柱零件,将相同零件按照同一方向摆放,可以减少摆放角度对偏差的随机性影响;对于异形件,应在满足成形精度的前提下合理布局并减少支撑;对于薄壁零件,增加支撑密度能够有效提高零件悬空部分的成形精度。
模型处理是影响3D打印钛合金零件成形精度的关键因素之一。以电子束3D打印几种典型形状TC4钛合金零件为研究对象,通过对成形零件进行精度检测,分析其在模型处理过程中引起误差的来源,提出了几项改进措施:对于圆柱体轴类零件,将模型精度设置提高到0.02 mm,可有效提高零件的成形精度;对于点阵多孔零件,提高STL数据的精度并优化切层算法,保持切层前后模型原貌是解决该问题的途径;对于针状细圆柱零件,将相同零件按照同一方向摆放,可以减少摆放角度对偏差的随机性影响;对于异形件,应在满足成形精度的前提下合理布局并减少支撑;对于薄壁零件,增加支撑密度能够有效提高零件悬空部分的成形精度。
2019, 36(5):7-12.
摘要:
研究了超声波去油温度和乳化剂浓度对超声波清洗后U型铜槽线表面质量的影响。研究表明,乳化剂浓度为5%(体积分数)、温度为50℃的去油溶液可有效去除U型铜槽线表面的油污和灰尘;进一步研究了助焊剂对助焊后U型铜槽线表面状态的影响。研究表明,"300 g/L氯化亚锡+15%硝酸+3%异丙醇"助焊剂配方效果最好。在优化得到超声波去油和助焊最佳工艺参数的基础上,采用不同热镀锡温度(360～500℃)进行镶嵌实验。结果表明,热镀锡温度范围为400～440℃时,线材表面质量较好,无锡瘤、黑点、毛刺、露铜等表面缺陷,同时可以满足线材结合力和剩余电阻比的性能要求。
研究了超声波去油温度和乳化剂浓度对超声波清洗后U型铜槽线表面质量的影响。研究表明,乳化剂浓度为5%(体积分数)、温度为50℃的去油溶液可有效去除U型铜槽线表面的油污和灰尘;进一步研究了助焊剂对助焊后U型铜槽线表面状态的影响。研究表明,"300 g/L氯化亚锡+15%硝酸+3%异丙醇"助焊剂配方效果最好。在优化得到超声波去油和助焊最佳工艺参数的基础上,采用不同热镀锡温度(360～500℃)进行镶嵌实验。结果表明,热镀锡温度范围为400～440℃时,线材表面质量较好,无锡瘤、黑点、毛刺、露铜等表面缺陷,同时可以满足线材结合力和剩余电阻比的性能要求。
2019, 36(5):13-17.
摘要:
通过对Φ100 mm×150 mm TC17钛合金棒材进行镦粗试验,研究了β锻造工艺对其微观组织形貌的影响。结果表明:变形量和变形速率对TC17钛合金显微组织有显著的影响。当变形速率为0.1 mm/s时,晶界α相容易被破碎,变形量越大,破碎越严重,且越容易球化,80%变形量时α相的球化率达到80%。当变形速率为2 mm/s时,β晶粒容易发生动态再结晶,变形量越大,再结晶体积分数越高,80%变形量时β相的再结晶体积分数为50%。晶界α相发生球化对变形量和变形速率均较为苛刻,仅在变形量为80%、变形速率为0.1 mm/s时大量晶界α相发生了球化。此外,相比变形量,β再结晶数量对变形速率更加敏感。
通过对Φ100 mm×150 mm TC17钛合金棒材进行镦粗试验,研究了β锻造工艺对其微观组织形貌的影响。结果表明:变形量和变形速率对TC17钛合金显微组织有显著的影响。当变形速率为0.1 mm/s时,晶界α相容易被破碎,变形量越大,破碎越严重,且越容易球化,80%变形量时α相的球化率达到80%。当变形速率为2 mm/s时,β晶粒容易发生动态再结晶,变形量越大,再结晶体积分数越高,80%变形量时β相的再结晶体积分数为50%。晶界α相发生球化对变形量和变形速率均较为苛刻,仅在变形量为80%、变形速率为0.1 mm/s时大量晶界α相发生了球化。此外,相比变形量,β再结晶数量对变形速率更加敏感。
2019, 36(5):18-22.
摘要:
研究了在不同热处理条件下C元素的添加量对近β钛合金Ti-4Al-5Mo-8V-2. 5Cr-1Sn-2Zr微观组织及力学性能的影响。结果表明:C元素添加对近β钛合金在不同热处理条件下的微观组织均有显著影响。C元素添加会导致β晶粒的细化,当C元素添加量由0%(体积分数,下同)增加到3%时,固溶处理后合金的β晶粒尺寸由137μm降低至25μm,且尺寸更加均匀。当C元素添加量持续增加时,β晶粒开始长大。经时效处理后,随着C元素添加量的增加,次生α相尺寸和体积分数均减小。相比于单级时效,双级时效呈现出更多的次生α相。此外,单级时效后晶界处的次生α相会随着C元素添加量的增加而逐渐消失。由于受晶粒细化、TiC颗粒和次生α相的影响,随着C元素添加量的增加,合金的显微硬度和拉伸强度明显提高,塑性降低。
研究了在不同热处理条件下C元素的添加量对近β钛合金Ti-4Al-5Mo-8V-2. 5Cr-1Sn-2Zr微观组织及力学性能的影响。结果表明:C元素添加对近β钛合金在不同热处理条件下的微观组织均有显著影响。C元素添加会导致β晶粒的细化,当C元素添加量由0%(体积分数,下同)增加到3%时,固溶处理后合金的β晶粒尺寸由137μm降低至25μm,且尺寸更加均匀。当C元素添加量持续增加时,β晶粒开始长大。经时效处理后,随着C元素添加量的增加,次生α相尺寸和体积分数均减小。相比于单级时效,双级时效呈现出更多的次生α相。此外,单级时效后晶界处的次生α相会随着C元素添加量的增加而逐渐消失。由于受晶粒细化、TiC颗粒和次生α相的影响,随着C元素添加量的增加,合金的显微硬度和拉伸强度明显提高,塑性降低。
2019, 36(5):23-28.
摘要:
研究了固溶温度、时效温度、时效时间对Ti-6Cr-5V-5Mo-4Al-1Nb(Ti-65541)合金显微组织与力学性能的影响。结果表明,在β相变点以上固溶并时效后,合金中析出细小的次生α相,初生α相完全消失;在较低温度固溶并时效后,次生α相和初生α相同时存在。时效温度对合金强度和塑性的影响最为显著,固溶温度次之,时效时间的影响最弱。随着时效温度的升高,合金的抗拉强度和屈服强度降低,塑性提高。随着固溶温度的提高,合金的强度提高,塑性降低。随着时效时间的延长,合金强度和塑性总体呈降低趋势。在740～760℃范围内固溶处理,在540～580℃范围内时效且时效时间在4～6 h内,可获得综合性能优异的Ti-65541合金。
研究了固溶温度、时效温度、时效时间对Ti-6Cr-5V-5Mo-4Al-1Nb(Ti-65541)合金显微组织与力学性能的影响。结果表明,在β相变点以上固溶并时效后,合金中析出细小的次生α相,初生α相完全消失;在较低温度固溶并时效后,次生α相和初生α相同时存在。时效温度对合金强度和塑性的影响最为显著,固溶温度次之,时效时间的影响最弱。随着时效温度的升高,合金的抗拉强度和屈服强度降低,塑性提高。随着固溶温度的提高,合金的强度提高,塑性降低。随着时效时间的延长,合金强度和塑性总体呈降低趋势。在740～760℃范围内固溶处理,在540～580℃范围内时效且时效时间在4～6 h内,可获得综合性能优异的Ti-65541合金。
2019, 36(5):29-35.
摘要:
为揭示Ti-6Al-7Nb合金显微组织、力学性能及相组成随热处理温度的变化规律,研究了合金在650～1 030℃热处理空冷条件下的组织演变,并进行了室温力学性能测试与XRD分析。结果表明:对于Ti-6Al-7Nb合金,经650℃热处理后,热加工得到的原β转变组织中析出了细小的α相,合金的强度和弹性模量有所提高。在700～850℃之间进行热处理,可以获得良好的综合性能,满足医用钛合金相关标准要求。在950～1 030℃范围内,随着热处理温度的升高,析出二次针状α相或生成α'马氏体相,呈现强度上升、塑性下降的趋势。经650、850℃热处理后,XRD图谱中均为α相的衍射峰,未出现β相的衍射峰。1 030℃热处理后,α'相具有较强的(002)、(101)衍射峰,其他晶面的衍射峰强度很弱,合金弹性模量可达108 GPa。
为揭示Ti-6Al-7Nb合金显微组织、力学性能及相组成随热处理温度的变化规律,研究了合金在650～1 030℃热处理空冷条件下的组织演变,并进行了室温力学性能测试与XRD分析。结果表明:对于Ti-6Al-7Nb合金,经650℃热处理后,热加工得到的原β转变组织中析出了细小的α相,合金的强度和弹性模量有所提高。在700～850℃之间进行热处理,可以获得良好的综合性能,满足医用钛合金相关标准要求。在950～1 030℃范围内,随着热处理温度的升高,析出二次针状α相或生成α'马氏体相,呈现强度上升、塑性下降的趋势。经650、850℃热处理后,XRD图谱中均为α相的衍射峰,未出现β相的衍射峰。1 030℃热处理后,α'相具有较强的(002)、(101)衍射峰,其他晶面的衍射峰强度很弱,合金弹性模量可达108 GPa。
2019, 36(5):36-40.
摘要:
采用"一步法"火焰喷焊技术在Ti6Al4V合金表面制备出由Ni60过渡层和W_xC+Ni60强化层组成的喷焊层。喷焊层在氩气气氛中冷却,避免了涂层的氧化。过渡层与基体结合良好,没有孔洞等缺陷;强化层中碳化钨颗粒呈弥散分布,与过渡层界面处存在大量的孔洞。喷焊层硬度为12. 3 GPa,相比基材,硬度提高了近3倍,摩擦系数降低60%以上。喷焊层与GCr15和Si_3N_4对磨后,对磨副GCr15和Si_3N_4磨损严重,而喷焊层无明显磨损,表现出优异的耐磨性。
采用"一步法"火焰喷焊技术在Ti6Al4V合金表面制备出由Ni60过渡层和W_xC+Ni60强化层组成的喷焊层。喷焊层在氩气气氛中冷却,避免了涂层的氧化。过渡层与基体结合良好,没有孔洞等缺陷;强化层中碳化钨颗粒呈弥散分布,与过渡层界面处存在大量的孔洞。喷焊层硬度为12. 3 GPa,相比基材,硬度提高了近3倍,摩擦系数降低60%以上。喷焊层与GCr15和Si_3N_4对磨后,对磨副GCr15和Si_3N_4磨损严重,而喷焊层无明显磨损,表现出优异的耐磨性。
2019, 36(5).
摘要:
粉末冶金是短流程制备低成本、高性能钛及钛合金的有效方法。低成本氢化脱氢（HDH）钛粉可用于制备粉末冶金钛合金制件，但由于受间隙原子含量高、烧结致密度低和微观组织粗大等因素影响，使粉末冶金钛制品的组织性能优势得不到发挥。实验采用氢化脱氢钛粉—冷等静压—真空烧结的技术路线制备了Ti-6Al-4V烧结坯，间隙原子含量低（O<0.16 wt.%, N<0.05 wt.%, H<0.015 wt.%），具有均匀细小的近等轴?组织，良好的室温拉伸性能（UTS>930 MPa, YS>870 MPa, El>14%）。实验同时表明了HDH工艺制备低间隙原子含量钛粉的可行性，间隙原子含量的增加主要源于粉末及压坯的操作、转移和储存过程。得益于粉末冶金钛合金的细晶和近终成形特点，它无需通过开坯锻造，并且近成型的烧结坯能够提高材料利用率，减少后续热加工变形量及加工道次。因此，以粉末钛合金烧结坯替代锻坯进行后续的塑性加工能够大幅度降低钛合金构件及型材的成本。
粉末冶金是短流程制备低成本、高性能钛及钛合金的有效方法。低成本氢化脱氢（HDH）钛粉可用于制备粉末冶金钛合金制件，但由于受间隙原子含量高、烧结致密度低和微观组织粗大等因素影响，使粉末冶金钛制品的组织性能优势得不到发挥。实验采用氢化脱氢钛粉—冷等静压—真空烧结的技术路线制备了Ti-6Al-4V烧结坯，间隙原子含量低（O<0.16 wt.%, N<0.05 wt.%, H<0.015 wt.%），具有均匀细小的近等轴?组织，良好的室温拉伸性能（UTS>930 MPa, YS>870 MPa, El>14%）。实验同时表明了HDH工艺制备低间隙原子含量钛粉的可行性，间隙原子含量的增加主要源于粉末及压坯的操作、转移和储存过程。得益于粉末冶金钛合金的细晶和近终成形特点，它无需通过开坯锻造，并且近成型的烧结坯能够提高材料利用率，减少后续热加工变形量及加工道次。因此，以粉末钛合金烧结坯替代锻坯进行后续的塑性加工能够大幅度降低钛合金构件及型材的成本。
2019, 36(5):41-46.
摘要:
粉末冶金是短流程制备低成本、高性能钛及钛合金的有效方法之一。采用氢化脱氢(HDH)制粉—冷等静压成形—真空烧结致密化的技术路线制备了间隙原子含量低(O <0. 16%、N <0. 05%、H <0. 015%,质量分数)、具有均匀细小近等轴α组织且室温拉伸性能(R_m为840～950 MPa、R_(P0. 2)为770～900 MPa、A为12%～16%)良好的Ti-6Al-4V合金烧结坯,证明了HDH工艺制备低间隙原子含量钛粉的可行性,而间隙原子含量的增加主要源于粉末及压坯的操作、转移和储存过程。由于粉末冶金钛合金具有细晶和近净成形的特点,无需开坯锻造,并且近净成形的烧结坯能够提高材料利用率,减少后续热加工变形量及加工道次。因此,以粉末钛合金烧结坯替代锻坯进行后续的塑性加工能够大幅度降低钛合金构件及型材的成本。
粉末冶金是短流程制备低成本、高性能钛及钛合金的有效方法之一。采用氢化脱氢(HDH)制粉—冷等静压成形—真空烧结致密化的技术路线制备了间隙原子含量低(O <0. 16%、N <0. 05%、H <0. 015%,质量分数)、具有均匀细小近等轴α组织且室温拉伸性能(R_m为840～950 MPa、R_(P0. 2)为770～900 MPa、A为12%～16%)良好的Ti-6Al-4V合金烧结坯,证明了HDH工艺制备低间隙原子含量钛粉的可行性,而间隙原子含量的增加主要源于粉末及压坯的操作、转移和储存过程。由于粉末冶金钛合金具有细晶和近净成形的特点,无需开坯锻造,并且近净成形的烧结坯能够提高材料利用率,减少后续热加工变形量及加工道次。因此,以粉末钛合金烧结坯替代锻坯进行后续的塑性加工能够大幅度降低钛合金构件及型材的成本。
