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 中厚板拉伸试样出现了延伸率不合问题，并且拉伸试样断口出现了层状撕裂现象。通过对试样断口形貌、试样变形区和未变形区金相组织的研究，认为：中厚板中心区域珠光体比例高是层状撕裂试样厚度中心呈现脆性的原因，这种脆性区导致在拉伸过程中最先萌生裂纹，并最终导致拉伸试样延伸率不合；出现层状撕裂的试样在拉伸之前并不存在结构上的分层和断口分层，在断口上出现的平行于轧制方向的裂纹是在拉伸过程中形成的；当珠光体带的宽度超过25 μm时，试样在拉伸过程中在珠光体带中易出现裂纹并导致断口出现层状撕裂。     

低碳高铬钢在氯离子环境中的周期腐蚀性能北大核心CSCD

研究了超低碳高铬钢与低碳高铬钢的周期浸润(2%Na Cl水溶液)腐蚀性能和组织形貌,并与工业生产Q235碳钢进行了相应的比较。通过光学显微镜OM、扫描电镜SEM、高分辨透射电镜TEM、XRD射线衍射仪等观察与测试。结果表明:超低碳高铬钢和低碳高铬钢具有优异的耐氯离子腐蚀性能,其腐蚀速率相比Q235分别为21.25%、24.9%,超低碳高铬钢的耐蚀性优于低碳高铬钢,显微组织为板条马氏体和残留奥氏体的高铬钢的耐蚀性优于显微组织为铁素体+珠光体的Q235碳钢。高铬、低碳、马氏体+相间分布的残留奥氏体共同作用提高了高铬钢的耐腐蚀性能。     

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利用电子背散射衍射(EBSD)测试技术对国产和进口两种优质弹簧钢55Si Cr的珠光体团尺寸、分布和轧制织构进行了对比分析。结果表明,两种优质弹簧钢中的珠光体团尺寸细小,平均值在6~8μm;国产优质弹簧钢的珠光体团小于10μm的比例达84%。这两种优质弹簧钢中均有3种晶粒取向存在,即<101>、<001>和<111>,国产优质弹簧钢的晶粒在<001>和<111>取向附近的比例较高,而进口优质弹簧钢在<101>取向上的织构强度偏弱。     

高Ce 含量的速凝带及其磁性能

近年来,Nd-Fe-B磁体需求量的与日俱增间接地造成了稀土Ce 金属的大量积压,为提高稀土Ce 的利 用率,并降低Nd-Fe-B磁体的生产成本,可采取双主相合金法制备（Nd, Ce）-Fe-B磁体,为解决上述难题提供 了一种有效途径。通过对高Ce 含量速凝带的成分及速凝工艺的探索,成功制备出了具有较好枝晶且几乎 不含α-Fe 相的Ce-Fe-B 和（Nd, Ce）-Fe-B 速凝带。在制备的烧结磁体中,（Nd, Ce）-Fe-B 磁体的剩磁达到了 11.33 kGs,Ce-Fe-B磁体的剩磁达到了8.037 kGs,为后期制定制备高Ce 含量的高性能双主相磁体的热处理工 艺提供了数据参考。     

ER50-6连铸小方坯枝晶偏析的热扩散动力学

研究了ER50-6焊线钢连铸小方坯的枝晶偏析及其在加热过程中的扩散动力学。应用电子探针观测和分析了ER50-6钢连铸坯断面边部和中心位置的枝晶偏析形貌,并通过高温加热试验分析了C、Mn元素的热扩散行为;最后借助扩散动力学方程讨论了高温加热制度对枝晶偏析的改善作用。试验结果表明,常规凝固条件下,ER50-6连铸坯中的C、Mn元素分布不均匀,锰元素在枝晶间富集,偏析现象明显;1 100 ℃保温36 min可以使C元素基本扩散均匀,但只能略微减轻锰元素的偏析,说明依靠连铸坯加热来减轻锰元素的偏析在实际生产中不可行。     

薄腹板近终形异形坯连铸温度场数值模拟

 薄腹板异形坯更体现了近终形的特点。采用有限元数值模拟计算了薄腹板异形坯连铸温度场,分析了不同拉速、比水量对连铸过程温度、坯壳厚度和液芯长度的影响。结果表明：异形坯不同位置的温度和坯壳厚度不均匀,当异形坯腹板较薄时,腹板处凝固传热较慢,腹板处和R角处坯壳最薄弱,比翼缘边部薄约4mm;拉速每提高0.1m/s,异形坯出结晶器时的表面温度会提高约80～100℃,坯壳厚度会减薄0.8～1.2mm,液芯长度增加1.2～1.6m;比水量每提高0.05L/kg,异形坯出二冷段时的表面温度会降低约8～16℃,液芯长度缩小0.13m。     

低温轧制提高65Mn盘条塑韧性能机理分析

 通过常规工艺、低温开轧、低温精轧3种试验工艺研究了低温轧制对提高65Mn塑韧性能的影响,利用金相显微镜OM、扫描电镜SEM、EBSD等分析了3种试验工艺的组织、大小角度晶界、晶粒尺寸以及片层间距,研究结果表明,低温工艺显著提高弹簧钢的面缩率,降低同圈波动;大小角度晶界、细化的原始奥氏体晶粒与珠光体球团、片层间距是弹簧钢塑韧性能提高的关键所在。     

首钢轴承钢连铸坯壳厚度变化及液相穴位置测定研究

通过射钉试验方法,在恒定的连铸机二冷条件下,测定200mm&#215;200mmGCr15轴承钢在不同拉速下二冷段不同位置的坯壳厚度,由此推算出连铸坯凝固终点位置,为评价连铸机综合冷却能力、优化二冷制度和控制凝固终点提供了重要根据。     

车轴钢铸锭中MnS的生成、长大、熟化规律分析

 为降低大尺寸MnS夹杂物引起的车轴磁粉探伤不合格率,利用第二相析出理论以及铸锭凝固数值模拟计算相结合,计算分析了车轴钢铸锭中MnS生成、长大、熟化规律。计算结果显示,MnS形核核心尺寸与熟化过程尺寸增加均为纳米级,凝固过程MnS的长大决定凝固完成时MnS粒子直径,理论计算得到车轴钢铸锭竖直中心线上冒口、中心、底部位置对应的MnS长大后尺寸分别为156.35、107.37和94.96 μm,中心处MnS尺寸为连铸工艺条件下的2倍,与实际检测结果相符。钢锭凝固过程缓慢是MnS易于长大的直接原因,显著区别于连铸过程。在现有工艺条件下,为控制车轴钢模铸钢MnS尺寸,关键在于降低钢液硫质量分数以及控制硫偏析。控制车轴成品中MnS夹杂物不超过1.5级,需降低钢液中w([S])至0.004 3%以下。     

预变形温度对纳米贝氏体相变动力学及组织的影响

采用热模拟试验机在300~850℃施加20%的压缩预变形后进行300℃等温相变实验,研究了预变形温度对中碳纳米贝氏体钢等温相变动力学及组织的影响。结果表明,预变形工艺使贝氏体相变孕育期显著缩短;低温预变形工艺使贝氏体相变在整个等温区间内均得到加速,高温预变形工艺使贝氏体相变仅在等温初期得到加速,等温后期相变速率明显减缓;随预变形温度的降低,贝氏体铁素体板条厚度逐渐增加;预变形工艺增加了贝氏体相变组织小角度晶界的频率,低温预变形试样的小角度晶界频率高于高温预变形试样。利用解析相变模型计算了贝氏体等温相变过程中的相变动力学参数n,并对贝氏体相变过程中的形核长大方式进行了判定,发现预变形工艺改变了贝氏体相变的形核位置,低温预变形试样主要以晶隅形核为主,高温预变形试样主要以晶棱、晶面形核为主。