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2019年 37卷 1期
刊出日期：2019-02-15
测试技术
缺陷分析
试验研究
专题研讨
试验研究
1
曹 标，莫明珍，李俊杰
微纳米覆盖层材料的力学性能表征探讨
使用Agilent公司G200微/纳米压痕仪对多种微纳米覆盖层材料的力学性能进行了测量。结果表明，通过连续刚度法测量微纳米涂层材料，可以获得涂层硬度和弹性模量，并能得到涂层硬度或弹性模量随厚度的变化规律；通过试验也可以看到，纳米压痕法测量膜材的力学性能存在明显的表面效应；基材对膜材的力学性能没有影响；膜材厚度越大，同一深度测得的膜材的弹性模量越高。
2019 Vol. 37 (1): 1-4 [
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5
刘艳丽，安治国
一种碳锰曲轴钢的奥氏体连续冷却转变规律
使用DIL805L型膨胀仪分析了曲轴钢的相变规律，得到了其奥氏体连续冷却转变曲线（CCT）。结果表明，试验钢的临界点为：Ac1＝682 ℃，Ac3＝765 ℃；当冷速为0.2～5 ℃/s时，转变产物为铁素体＋珠光体；当冷速大于5 ℃/s时，转变产物为铁素体、珠光体、贝氏体与马氏体的混合组织；当冷速增大到15 ℃/s时，转变产物为贝氏体和马氏体组织；冷速越大冷却后马氏体含量越多，硬度逐渐增加。
2019 Vol. 37 (1): 5-8 [
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9
翟战江，彭 云，刘 涛，栾培峰
应力比对25Cr2Ni2MoV钢疲劳裂纹扩展门槛值的影响
对25Cr2Ni2MoV钢进行疲劳裂纹扩展门槛值试验，试样尺寸为紧凑拉伸试样，试验的频率为20 Hz，波形为正弦波，试验环境介质为空气，试验的温度为23 ℃，试验过程采用连续的降K程序进行测试。试验结果表明，应力比R分别为0.05，0.1，0.3，0.5，0.7和0.8时，有效门槛值?Keff分别为5.30、5.10、3.68、3.34、2.72和2.43 MPa·[m]，随着应力比的增加，有效门槛值逐渐降低，da/dN曲线向较小的?K方向移动；随着应力比的增加，裂纹闭合效应的影响是逐渐降低的，当应力比R≥0.7时，裂纹闭合效应消失，实际测量的门槛值即为有效门槛值，采用修正后的McEvily-Groeger公式，可以得到25Cr2Ni2MoV钢有效门槛值的经验方程。
2019 Vol. 37 (1): 9-13 [
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14
周志超，崔全法，杨艳龙，武 甲
激光切割热影响区的分析
为确定不同厚度钢产品的激光切割热影响区的具体数值，在大量试验的基础上，采用硬度检测和金相组织分析方法，研究总结出了热影响区的变化规律，结果表明，对于同一种材料来说，被切割材料厚度对热影响区有显著影响，随着厚度的增大，热影响区随之增加。结合本试验结果，提出了GB/T 2975的修订建议，将激光切割方法作为资料性附录首次写入标准，按照标准中推荐保留的加工余量，可去除激光切割产生的热影响区。
2019 Vol. 37 (1): 14-17 [
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18
刘金源，李祥龙
65Mn弹簧钢盘条相变组织分析
为合理制定65Mn盘条控冷工艺和球化退火工艺，使用热模拟相变膨胀法，结合金相组织分析及硬度试验方法，研究65Mn弹簧钢的组织相变规律。试验测定了65Mn动态连续转变CCT曲线，同时测定了该钢种的Ac1、Ac3、Ar1、Ar3等临界相变点温度，结果表明，当冷却速度低于7 ℃/s时，仅发生铁素体和珠光体组织相变，此时钢中组织为索氏体＋珠光体＋铁素体，索氏体含量随冷却速度的增加而增加。冷却速度大于7 ℃/s时，开始发生马氏体相变。冷却速度大于30 ℃/s时仅发生马氏体相变。采用本试验研究成果，制定了合理的65Mn盘条控冷工艺，生产出了力学性能合格的65Mn盘条。同时制定了合适的盘条球化退火工艺，供下游用户参考，用户使用该工艺对盘条进行球化退火处理，可获得均匀的球化组织。
2019 Vol. 37 (1): 18-23 [
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24
哈 曜，陈昌华，张龙群，邹 军，钱健清
4330锻件低温冲击功低的分析
4330缸体锻件经过低温冲击检验后，发现检验结果不稳定，部分锻件的冲击试验数据远低于技术标准要求。材料形成沿晶断裂的原因一般与过热、过烧、晶界微量有害杂质元素偏聚、二类回火脆性等因素有关。本试验只针对锻件进行金相检验和扫描电镜组织分析。分析结果表明，粗晶区的Cr、Mn 、Mo含量明显高于细晶区，尤其是Mn含量高出较多。结合冲击性能检验结果分析，枝晶组织的形貌对冲击性能的影响较明显，枝晶小、枝晶条带轻微和枝晶网细小对冲击性能的影响程度小，反之则影响较大。
2019 Vol. 37 (1): 24-28 [
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测试技术
29
刘向明，王 伟
薄板制耳性能评价方法的探讨
主要对制耳率及其计算方法进行了探讨，指出了现有制耳率公式在某些制耳情况下存在评价不充分的不足，并对制耳率计算公式进行了新的探讨。传统的制耳率公式着重考虑了制耳峰及制耳谷的平均高度，但对制耳峰及制耳谷的宽度及面积情况反映不充分。在实际生产中，制耳现象对深冲材料的利用率影响很大。从实际出发，侧重于制耳评价方法对深冲材料裁边面积及材料利用率的反映，对制耳率计算公式进行了新的探讨。与传统制耳率公式相比较，该新公式可以弥补传统公式的不足，形成优势互补。
2019 Vol. 37 (1): 29-31 [
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缺陷分析
32
柯江军，胡海江，徐 光，袁 清
冷轧热镀锌板表面线状凸起缺陷成因分析
针对热镀锌板缺陷问题，采用光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪等观察了凸起缺陷的组织形貌，分析了凸起部分的成分，在此基础上对热镀锌板表面线状凸起缺陷产生的原因进行了分析。根据凸起部分的组织和能谱结果可以判定，镀锌前带钢表面出现的纵向裂缝或者起皮是凸起缺陷产生的主因。镀锌过程中，锌液在带钢表面裂缝或起皮处堆积生长，形成凸起，凸起外侧的基体组织硬度较大，将锌液包覆在外层与基板之间，不易被锌锅气刀吹掉，残留下来在镀锌板表面形成线状凸起缺陷。
2019 Vol. 37 (1): 32-35 [
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36
江海军，张全新，朱 斌
太阳能光热发电系统GH3625合金加热管开裂原因探讨
GH3625高温合金管（规格[?]4.5 mm×0.75 mm）制作的太阳能加热管在进行样机研制和装机运行试验过程中多次发生局部爆裂。对失效管件样品进行了理化检验分析，发现造成管件开裂的主要原因是管件在钎焊过程中工艺设计不当造成管件晶粒粗大，在功能试验过程中，长时间在600～800 ℃运行时，晶界析出网状金属间化合物，降低了管材塑性，当管中气体压力达到极限值时，发生开裂。
2019 Vol. 37 (1): 36-39 [
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40
王新成，张全新，徐鸿昊
30CrNi3A压板裂纹原因分析
通过对失效压板取样进行化学成分、硬度和金相高低倍检测，结合钢坯的高倍和低倍金相组织观察，分析讨论了压板裂纹产生的原因。结果表明，30CrNi3A钢坯心部较严重的带状组织偏析是导致成品压板淬火热处理后形成裂纹的主要原因，钢坯中部集中分布的硫化物夹杂在热处理过程中促进了裂纹的形成和扩展。
2019 Vol. 37 (1): 40-43 [
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44
林双平，司 红，钟振前，李云玲，高 群，郑 凯
汽车减震器活塞杆断裂失效分析
通过光学显微镜、扫描电子显微镜和能谱仪等分析手段，对汽车减震器活塞杆压弯检验过程中的异常断裂原因进行了分析。结果表明，活塞杆表面镀Cr层厚度约为24 μm，次表层淬硬层深度约为0.8 mm，次表层组织为回火马氏体+少量铁素体，心部基材组织为铁素体+珠光体；压弯试验时，活塞杆首先在最大弯曲应力一侧的高频淬火区发生氢脆开裂，裂纹形成后，活塞杆在外加应力作用下发生快速失稳断裂。在此基础上，提出了消除活塞杆氢脆隐患的改进措施。
2019 Vol. 37 (1): 44-48 [
摘要
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49
徐健康，杨震炯，方建飞，胡 帅，王 会，
动车转向架六角头螺栓断裂失效分析
通过宏观形貌分析、扫描电镜及能谱分析、金相组织检测、力学性能检测、化学成分检测对六角头螺栓断裂原因进行分析。结果表明， 失效螺栓的化学成分、表心硬度、显微组织、晶粒度等指标均无异常。断口宏观形貌显示，约1/2断面区域呈黑色。经能谱扫描表明，黑色区域氧化严重，该区域可能经历过高温氧化。断口微观可见明显的沿晶断裂形貌，晶粒粗大。结合螺栓制造工艺，推断红打工序加热炉存在“跑温”情况导致样品发生过烧。因此，判断螺栓失效模式为过烧引起的过载断裂。
2019 Vol. 37 (1): 49-53 [
摘要
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54
赵同新
汽车轴承部件异常开裂的电子探针分析
使用电子探针对某汽车轴承部件在成型过程中出现的开裂失效进行了解析，解释了出现失效裂纹的主要原因是部件中间位置出现元素硫的偏析聚集使得中间位置不易形成与其他位置一致的铁素体＋珠光体组织，而能够细化晶粒的元素铝的负偏析导致中间位置形成粗大的铁素体组织，另外，粗大的非金属复合夹杂物的存在进一步割裂了基体性能的连续性，恶化了中间位置的综合性能。结果表明，电子探针高灵敏度的特征，能够直观地表征微量元素铝和硫的偏析分布。同时，可借助电子探针背散射检测器高灵敏度的特点，直接进行渗层的观察和评价。
2019 Vol. 37 (1): 54-57 [
摘要
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专题研讨
58
张 磊，王淑敏，曹 航
澳标与国标夏比V型缺口冲击试验标准的比较
主要介绍钢材检验中必不可少的夏比V型冲击试验，从试样装置、试样条件、试样样品、试验要点等方面对澳洲标准AS 1544.2-2003进行了详细地解读，并将现行的国家标准GB/T 229－2007、澳洲标准AS 1544.2-2003中相同和不同之处做了对比探讨，以深刻了解和认知澳洲针对材料进口的检测要求，从而增加出口检验合格率。
2019 Vol. 37 (1): 58-61 [
摘要
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物理测试
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