重型燃气轮机用镍基高温合金通常具有较高的Cr含量，但高Cr含量给合金的成分设计优化带来了困难。特别是，为了避免有害拓扑密排（TCP）相的析出，限制了固溶强化元素W、Mo的含量。本工作采用复杂多组元扩散多元节技术，研究了W、Mo含量变化对燃机用镍基定向高温合金DZ409在900 ℃、1000 h时效条件下γ/γ'两相状态和TCP相析出的影响作用。实验结果表明：当Mo含量不变时，W含量由3.8wt%继续增加至4.3wt%时，γ'相体积分数略有减少，γ'相尺寸减小且形貌保持球形。当W含量超过4.3wt%时，合金中开始析出σ相和P相。当Mo含量由1.4wt%增加至1.6wt%，同时W含量从4.0wt%降至3.3wt%时，γ'相体积分数略有增加，γ'相尺寸减小且形貌保持方形。Mo含量超过1.6wt%后，合金中析出σ相和P相。根据APT尖端重构图和各主要元素的离子分布图可知，W含量增大会促进TCP相析出，添加Mo同时减少W也会促进合金析出TCP相，主要因为W、Cr等元素在γ基体中的富集，使γ相中难熔元素总量超过γ基体固溶极限。

采用等通道双转角挤压（equal channel dual angle pressing, ECDAP）大塑性变形工艺制备N36锆合金试样，并进行退火和时效处理。使用OM观察了初始显微组织，使用SEM及TEM分析了沉淀相种类及形貌特征。结合价电子密度差与抗拉强度，分析了时效处理后α-Zr基体与（Zr, Nb）₂Fe沉淀相界面的键合机制，探究了（Zr, Nb）₂Fe颗粒析出行为对ECDAP工艺制备N36锆合金组织及性能的影响。结果表明：ECDAP工艺可以显著细化晶粒，并促进N36锆合金中沉淀相的均匀分布。析出相主要由Zr（Nb, Fe）₂和（Zr, Nb）₂Fe组成，并有大量的内部条纹位错。α-Zr基体与（Zr, Nb）₂Fe沉淀相界面处的价电子密度差为91.02%，晶格失配导致界面位错运动阻力增大，不稳定性提高，易产生相对运动并引发层错。界面位错可能诱导基体位错移动以满足变形需要。4和8 h时效后N36锆合金抗拉强度增幅分别达到2.14%和10.36%，这是由于沉淀相与基体间的强电子不连续性导致的第二相强化增加。

采用高能球磨（high-energy ball milling, HEM）和放电等离子烧结（spark plasma sintering, SPS）工艺制备Ti-47.5Al-6.8Nb-0.2W-xY（x=0，0.1，0.2，at%）合金，通过SEM、EBSD、TEM等研究Y微合金化对Ti-47.5Al-6.8 Nb-0.2W合金高温压缩蠕变性能的影响，分别在800~850 ℃进行蠕变试验，应力为250 MPa，时间为50 h。结果表明：Ti-47.5Al-6.8Nb-0.2W-xY合金均由等轴γ晶粒、γ晶界的块状α₂和B2相、α₂/γ片层团组成。添加的Y主要以Al₂Y颗粒的形式在晶界处形成链状结构，Y能细化晶粒并增大α₂/γ片层团，Y含量由0增至0.2at%时，晶粒尺寸从12.1 μm减小至7.8 μm，细化效果最为显著。在蠕变后合金中γ晶粒轻微扁平化，片层发生弯曲和退化现象，片层团内部出现大量细小的再结晶晶粒及球状B2相，蠕变温度升高促进动态再结晶形成。Y的加入显著提高合金的压缩蠕变性能，在800 ℃下，0.2Y合金的最大蠕变应变为8.96%，稳态蠕变速率为4.01×10^-7 s^-1，与无Y合金相比分别降低了32.83%和38.31%。合金力学性能的改善是由于Al₂Y颗粒的第二相强化、片层细化和B2相的减少。

采用电磁脉冲焊接实现了LA103Z和1060Al异种材料的连接，结合数值模拟和实验探究了放电能量对界面形貌的影响、波形的形成机制和界面元素扩散问题。结果表明：感应磁场和感应电流分别与焊接电流大小和变化速率相关。放电能量的提高增大了1060Al受到的洛伦兹力，提高了碰撞速度，而碰撞角度几乎不受影响。回弹现象改变了1060Al和LA103Z的接触状态，这是环形焊缝形成的关键。模拟和实际的界面形貌都为正弦波，且波幅从32 kJ的3.02 μm提高到了38 kJ的6.48 μm。波形的形成源于界面上剪切作用及碰撞引发的剪切不稳定性和金属塑性流动共同作用。界面上没有观察到熔化现象，接头最大剪切强度达到了铝母材的90.38%。模拟结果表明界面上的温度始终低于母材的熔点是接头力学性能提高的关键。

为了设计适用于颈椎植入物的多孔钛合金结构，根据颈椎受压缩、压缩-剪切、压缩-扭转、压缩-弯曲等不同受力情况，利用拓扑优化和CAD相结合的方法构建出4种单胞结构TO-C、TO-CS、TO-CT、TO-CB，并通过压缩仿真进行力学性能分析；最后对采用激光粉末床熔融技术制备的孔隙率60%多孔试件进行了准静态压缩试验。有限元仿真和压缩试验结果共同表明，4种多孔结构的抗压性能和弹性模量均满足人体骨植入物的需求，其中，TO-CB结构的抗压性能最优，适用于作为多孔钛合金颈椎植入物。

选用Al-Ga-Mg-Sn块体可溶铝合金，采用“一步法”湿法冶金技术，以有机酸（草酸、苹果酸、乙酸）溶液、无机酸（硝酸）溶液作为浸出剂，研究酸浸出的浸出剂种类、pH值、温度和浓度对制氢过程中Ga回收率的影响。回收结果发现：在温度为70 ℃，浸出剂浓度为0.2 mol·L^-1时，有机酸溶液均能回收Ga，且回收效果为草酸（86.88%）>苹果酸（73.40%）>乙酸（13.17%）；而无机酸（硝酸）溶液无法回收Ga。草酸为浸出剂，初始pH值约为3.8，低温高浓度（70 ℃/0.3 mol·L^-1）下回收率为94.38%；高温低浓度（90 ℃/0.2 mol·L^-1）下回收率为93.78%。为探究Ga的浸出行为，对Al-Ga-Mg-Sn水解过程中pH值变化、回收物Ga的形态、生成物溶液中固体颗粒粒径与Zeta电位进行测试分析，结果表明：Ga回收率随着生成物粒径的减小而增大，随着Zeta电位绝对值的增大而增大。草酸浸出剂的高回收率（94.38%）对应生成物粒径为155 nm，Zeta电位值为-31.29 mV。

通过有限元模型结合二次开发的方法，基于工艺串联性和组织遗传性探究了大尺寸GH4738合金在复杂连续变形的开坯工艺中坯料内部晶粒组织分布及演化情况，给出了一种工艺设计、结果预测的通用性方法。根据Ф660 mm级GH4738合金实际开坯工艺进行了有限元模拟计算，将模拟结果与实际坯料对应位置的晶粒度进行了对比，验证了所建立模型的可靠性及准确性。依托该模型，以典型的镦粗和拔长过程为例，分析并给出了工艺参数对坯料在多火次变形过程中的组织演变规律及工艺制定方法：在镦粗过程中，随着压下速度的增大、变形温度降低、压下量减小，坯料内部动态再结晶程度下降；在拔长过程中，随着压下速度的减小、拔长温度升高、进给量减小，坯料内部动态再结晶程度升高。此外，结合具体分析，在镦粗过程中建议压下速度控制在5~12 mm/s，第1次镦粗温度为1160 ℃，单火次压下量控制在25%~35%之间；而拔长过程相较于镦粗过程更为复杂，在综合考虑坯料内部晶粒细化、拔长过程中坯料表面温降、出现“凹心”现象等因素后建议：单火次拔长压下速度控制在60~90 mm/s之间，第2次拔长温度选择1120~1130 ℃之间，单火次拔长进给量控制在200~350 mm之间。

采用SEM、EBSD研究了不同热处理工艺、不同合金状态以及去应力退火工艺对4777DS合金再结晶缺陷的影响。合金不同热处理温度下保温后观察再结晶的情况表明：合金发生再结晶的温度为1055 ℃，热处理温度高于γ'相溶解温度时，再结晶呈现等轴再结晶形貌，而低于γ'相溶解温度时则呈现胞状再结晶形貌。随着热处理时间的延长，大角度晶界占比减少，产生的退火孪晶有助于降低畸变能。对比不同合金初始状态发生再结晶的情况可以发现，铸态合金发生再结晶的倾向最大，结合工程实际，发现较短时间的退火可有效地降低合金再结晶的情况。

通过控制镍基变形高温合金锻造和热处理工艺，制备了粗晶体积分数为0%~100%的混晶组织，测试了不同混晶组织730 ℃/530 MPa的持久性能变化，获得了混晶组织对合金持久性能的影响规律与机制。结果表明：经730 ℃/530 MPa持久性能测试后，粗晶体积分数为0%~100%的混晶组织表现出差别较大的持久性能，粗晶体积分数15%的混晶组织持久寿命最短，粗晶体积分数100%的粗晶组织持久寿命最长；较低粗晶体积分数0%~15%的混晶组织试样高温持久断口呈现出典型的韧性断裂特征，而较高粗晶体积分数50%~100%的混晶组织试样持久断口呈现出沿晶断裂特征。所有混晶组织试样高温持久变形均以位错运动主导的晶内变形和晶界滑移为变形机制，但随着粗晶体积分数改变，{111}晶面上强织构及粗、细晶粒内部位错分布均产生变化，位错塞积与晶界滑移诱导的应力集中和孔洞形核倾向存在差异，影响了合金的高温持久性能。

以在第4代核能系统具有重要应用背景的Inconel617合金为对象，采用热力学计算、SEM、TEM、EBSD和高温拉伸测试等手段，研究了Mo含量对Inconel617晶界碳化物析出和高温拉伸性能的影响。结果显示，当Mo含量为8wt%~9wt%时，合金晶界仅存在细小的颗粒状M₂₃C₆，而当Mo含量为9.3wt%~9.6wt%时，合金晶界上观察到大量粗大的块状M₂₃C₆和M₆C。随Mo含量由8wt%增加到9.6wt%，合金的伸长率呈现出先增大后减小的趋势，其中含8.5wt%~9.3wt% Mo的合金表现出良好的强塑性匹配。断口观察分析表明，由于颗粒状M₂₃C₆对晶界有较好的强化作用，合金高温拉伸断口呈现穿晶断裂特征，而当晶界处析出大尺寸M₆C和M₂₃C₆时，会促进沿晶裂纹形成，导致高温拉伸断口开始出现沿晶断裂特征。面向第4代核能系统高温部件应用的Inconel617合金Mo含量应不超过9.3wt%，建议控制在8.5wt%~9wt%。