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2015年 33卷 5期
刊出日期：2015-10-15
测试技术
缺陷分析
试验研究
专题研讨
试验研究
1
卢国清，齐 彪，陈 德，吴 伟，白银兰，张 磊
拉伸试验速率对测试结果的影响
使用标准拉伸试样分别在两个实验室的5台试验机上试验，采用GB/T 228.1—2010应变速率控制（方法A）提供的4个应变速率，并增加1个应变速率，测试[ReL、Rp0.2、Rt0.5、Rm、A，]通过对结果平均值的对比分析，得到5个典型试验速率对这几个性能参数的影响规律和影响大小，并对方法A和方法B的区别进行了分析。
2015 Vol. 33 (5): 1-5 [
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6
类成华，杨雷岗，孙继松，李 智，王贵勇，洪 刚
仪器化冲击试验机进行V型缺口欧标冲击试验
为了验证中国产冲击试验机整机性能，特选取了夏比V型缺口欧标试样、美标试样以及中国产弧形试样进行冲击试验，采用两台双立柱简支梁结构、C型摆锤冲击试验机进行仪器化冲击对比试验，冲击试验力通过动态力传感器并与位移以曲线形式在计算机上实时输出，经过积分运算求得冲击吸收能量，并与标准能量值进行比对。充分验证了中国产冲击试验机性能稳定，能适应各种标准的试样进行冲击试验。
2015 Vol. 33 (5): 6-9 [
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陈 佳，郭 伟，刘永利，邱志宏，荀利涛
宽厚板力矩特性的探讨
试验对轧制力矩特性进行了探讨。通过分析力矩计算模型，优化力臂系数及自适应算法，提高了力矩计算精度。通过采用应变测试的方法对实际力矩进行测量，进一步验证了力矩计算的准确性，95%以上道次的力矩计算偏差可以控制在10%以内。同时，还进一步得出了绝大部分道次的力矩放大倍数为1.2～1.45，个别道次力矩放大倍数为1.75～1.9。试验结果为现场实际力矩的使用提供了重要依据。在设备正常运转的情况下，最大使用力矩在原有基础上提高了15%，轧机能力得到进一步发挥，为品种开发提供了更好的条件。
2015 Vol. 33 (5): 10-12 [
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13
齐英豪
提高电磁超声探伤灵敏度方法的探讨
针对电磁超声检测存在回波信号弱、信噪比低的问题，通过对发射电路采取多级升压以及发射线圈回路进行阻抗匹配的方法，实现电磁超声的大功率发射，以改善检测灵敏度和信噪比。利用设计的发射系统对铝块进行试验，结果表明：随着发射电压提高，回波信号呈线性升高，且信噪比不断增加；合理选用电容值对发射线圈回路进行匹配，同样提高了回波信号的强度。两者相互配合，有助于提高电磁超声探伤灵敏度。
2015 Vol. 33 (5): 13-17 [
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18
贾元伟
经济型双相不锈钢S32003焊接热影响区组织与韧性
采用热模拟试验机Gleeble-3800模拟了S32003双相不锈钢不同焊接线能量下的焊接热循环，研究了模拟焊接热影响区的组织与性能。结果表明：随着焊接线能量的增加，焊接热影响区的铁素体体积分数逐渐由88.7%减少到了58.7%，铁素体和奥氏体两相组织越来越粗大，焊接热影响区的冲击功先增大后减小；随着测试温度的降低，热影响区的冲击功逐渐降低，低温冲击韧性随着线能量增加下降得更为显著。
2015 Vol. 33 (5): 18-21 [
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测试技术
22
罗志强，赵晓丽，李继康，李 南
样品尺寸及尺寸测量方法对薄板拉伸性能的影响
通过对比GB/T 228.1―2010和GB/T 228―2002新旧拉伸标准中对样品原始横截面积测量和计算方法，并使用不同的标准方法对一种超高强度马氏体时效不锈钢冷轧钢带进行了拉伸试验，所得到的结果与这种钢的力学性能标准值进行对比，探讨了使用不同方法对薄板尤其是超高强度钢薄板拉伸性能的影响。对于厚度为0.1～＜3 mm薄板和薄带，厚度的测量误差对拉伸结果影响较大，若使用GB/T 228.1―2010测量原始横截面积，在3点的数据极差较大时，可尽量采用5点或5点以上平均值进行计算，以使强度检测结果更加准确。
2015 Vol. 33 (5): 22-24 [
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25
孙宜强，陈雪艳，张 萍，周 勇
72A盘条索氏体体积分数测量方法分析与讨论
为确认72A盘条索氏体体积分数测量时在截面上观察到的非索氏体组织，采用光学显微镜和扫描电镜对72A盘条横截面金相试样相同区域进行不同放大倍数的组织形貌观察，并计算了在特定物镜数值孔径和照明光线波长下金相显微镜的分辨率，据此推导出72A盘条横截面上检测出的索氏体体积分数与珠光体片间距的关系。分析结果表明：所谓“珠光体”组织是不同取向的索氏体组织在截面金相样表面的一种浸蚀形貌。进一步分析发现：所谓“索氏体体积分数”是索氏体片间距的一种表征方式，两者存在对应关系。
2015 Vol. 33 (5): 25-28 [
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29
姜 岩，周广浩，程志义
铁路车辆用铝合金型材搅拌摩擦焊缝相控阵超声检测
针对相控阵超声检测中斜入射横波模式进行了超声波检测试验，分析了斜入射横波模式对铝合金型材搅拌摩擦焊常见的隧道型孔洞和未焊透缺陷的检出能力。利用横孔、立孔模拟隧道型孔洞缺陷，利用立槽模拟未焊透缺陷。试验结果表明：对无焊缝型材隧道型孔洞和未焊透缺陷的检测都具有较好的检出能力；通过对不同类型缺陷的检测结果对比，证明了横孔缺陷的检出能力最好；通过对实际焊缝试件的检测，验证了斜入射横波模式能够有效地避免表面焊缝弧形波纹的影响。
2015 Vol. 33 (5): 29-34 [
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缺陷分析
35
王军艺，高加强，沈建华，沈 巍
火花塞膨胀槽脆性开裂失效分析
某冷挤压成形的火花塞铁壳热铆组装之后于膨胀槽处横向脆性开裂。为了探讨失效原因，采用光学显微镜、扫描电镜和显微硬度计以及氢热分析仪等对其进行了全面地显微分析。结果表明：铁壳内壁机加工痕迹明显，并有少量点状锈蚀。人工打开失效样品发现起裂源位于靠近内壁的次表面，整个横截面上均为沿晶开裂形貌，并存有大量二次裂纹。失效样品的热铆变形处显微组织为等轴铁素体+马氏体及碳化物颗粒，铁素体为双重晶粒。失效样品的电镀镍层厚度相对较薄，内壁局部厚度不足1 μm，镀层内还残留少量氧化铁。膨胀槽纵截面的显微硬度波动较大，粗晶区域的显微硬度低于150 HV，而热铆前约为230 HV。失效样品的氢扩散质量浓度为0.042 mg/m3。由此认为样品失效原因系电镀增氢与热铆产生的残余应力耦合导致铁壳中最薄弱的膨胀槽处发生脆性延迟开裂。
2015 Vol. 33 (5): 35-39 [
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40
任鹏波，孙国峰，邓 建，霍艳超
六角头螺栓头部断裂失效分析
对断裂螺栓进行宏观和微观检验、化学成分分析，结果表明：除碳的质量分数略高于标准值外，其余化学元素均符合标准要求，螺栓头部断裂的主要原因是由于成形量计算不准确，导致螺栓头部金属流线紊乱、出现断裂导致产品在进行楔负载试验时出现脱头现象。
2015 Vol. 33 (5): 40-42 [
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43
姜碧涛，闫卫兵，林腾昌
20钢无缝管表面缺陷成因分析
采用酸洗、形貌分析、金相分析和扫描电镜分析等方法对圆管表面折叠裂纹成因进行了研究。结果表明：铸坯的表面划伤、表面和皮下气孔均可导致圆钢表面裂纹，圆钢裂纹内没有发现夹杂物，裂纹没有向内继续延伸的趋势。圆管和圆钢的脱碳层分析表明：圆钢表面裂纹是导致钢管表面折叠的直接原因。
2015 Vol. 33 (5): 43-47 [
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丛 洁，吴 鹏
54SiCr6弹簧失效分析
对54SiCr6卷簧后做疲劳性能检测时发现弹簧未达标准便疲劳断裂，对疲劳断裂弹簧和缠簧原料进行综合分析，结果表明：弹簧疲劳失效的主要原因是原料表面存在严重不均匀脱碳，且混晶加速了54SiCr6弹簧疲劳失效。在生产过程中应严格控制钢坯加热和退火温度及其均匀性，杜绝光亮材表面存在脱碳；为防止混晶，应杜绝采用小减面率拉拔＋磨光工艺生产，恢复剥皮生产工艺，杜绝钢坯高温、长时间加热，合理控制终轧温度。
2015 Vol. 33 (5): 48-50 [
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刘志刚，齐艳飞，边勇俊，陈 洁，闫 涛
0Cr18Ni9不锈钢管孔洞成因分析
通过化学成分分析、金相检验、扫描电镜分析，对0Cr18Ni9不锈钢管孔洞形成的原因进行分析。结果表明：管内壁黏结钼顶头脱落层，管生产中存在带状偏析、D类非金属夹杂物，同时存在热应力和形变应力等缺陷，在含氯的介质作用下，钝化膜破坏产生了点蚀，导致余热回收工程管线多处出现孔洞并漏水。
2015 Vol. 33 (5): 51-53 [
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54
刘学伟，赵 楠
MRT-4CA镀锡板表面短条缺陷原因分析
针对MRT-4CA镀锡板上出现的短条状缺陷，应用金相显微镜、扫描电镜和能谱分析仪对缺陷表面的微观形貌和微区成分进行了检测分析，并对该样板前工序的冷轧板—酸洗板—热轧板进行了反查，确定了短条缺陷为酸洗板上麻坑缺陷引起，而麻坑缺陷是由于轧制后期轧辊剥落氧化铁皮压入引起的。
2015 Vol. 33 (5): 54-56 [
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专题研讨
57
张亮亮，王艳兵，吴 智，卢忠飞
YB/T 4188―2009《钢渣中磁性金属铁含量测定方法》修订说明
介绍了YB/T 4188―2009《钢渣中磁性金属铁含量测定方法》修订的主要内容。标准主要对钢渣样品的破碎粒径、磁性物粉磨提纯设备及粉磨时间、渣钢和粉磨后的磁性物筛上物金属铁含量测定、钢渣密度测定等进行了修订。重点对制样机和球磨机粉磨提纯效果对比、渣钢金属铁含量及磁性物粉磨后1.18 mm和0.6 mm筛上物金属铁含量对比、验证试验和重复性试验等进行了试验研究。确定采用球磨机粉磨60 min对磁性物进行粉磨提纯，粉磨后用0.6 mm过筛，并采用静水力学天平测定渣钢及筛上物的金属铁的质量分数。
2015 Vol. 33 (5): 57-60 [
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