0.05C－0.3Si－2.0Mn－xCe系鋼液的潔凈度與夾雜物變性行為

王 昕，尹樹春，賀 磊，王社斌，2

（1太原理工大學 材料科學與工程學院，太原030024；2新材料界面科學與工程教育部重點實驗室，太原030024）

隨全球范圍內能源總量及清潔能源需求的增加，天然氣的需求幅度逐年增加。因從天然氣產地到消費終端要經地震帶、不連續凍土帶、深海等嚴峻的環境，要高速輸送高壓含CO2，H2S等腐蝕性流體，則要求管線鋼具有高強韌性、高變形能、抗HSSC能力和高能量焊接性能[1］。而高級別管線鋼的強韌性和變形能不僅受到基體組織中DP（貝氏體＋島狀馬氏體）比例的左右[2］，且受到鋼材基體中2～5μm大小的多棱角狀非金屬氧化和硫化物夾雜物的影響[3－6］；同時因該類夾雜物也是管線鋼焊縫的氫致裂紋源[7，8］，亦影響到管線鋼的焊接性能。為滿足日益苛刻的潔凈能源供給需求，人們力圖用高堿度精煉渣[9，10］和 Al－Ca[11］等強脫氧劑來減少該類夾雜物的數量與尺度，控制其形態和分布；力圖構建“鋼液潔凈度高、夾雜物數量少、尺度小、夾雜物形態適宜”的高級別管線鋼生產技術平臺。

在鋼液添加稀土元素精煉后，可深度凈化鋼液、細化鋼的凝固組織、改變夾雜物的性質、形態和分布，可有效地提高鋼材的綜合性能[12］。近期研究結果表明，Ce元素加入鋼液后，鋼中夾雜物含量減少，稀土夾雜物以Ca，Al高熔點氧化物為核心聚集長大[13］，形成球狀（橢球狀）稀土硫氧化合物[14］；在拉伸過程中該類球狀（橢球狀）夾雜物首先在內部萌生裂紋，并不向基體延伸[15］；因改變鋼中夾雜物形貌和類型[16］而提高不銹鋼的縱、橫沖擊韌性。它們都揭示了稀土元素提高鋼材強韌性能的微觀作用機理。但對于我國正在開發的0.05C－0.30Si－2.0Mn（質量分數／%，下同）系超低碳低合金高級別管線鋼（X100～X120），稀土元素提高該類鋼液潔凈度和夾雜物變性機理目前還鮮有報道。

本研究作為開發高級別管線鋼的基礎環節，首先在800Pa的Ar氣氛中用真空感應爐中把工業純鐵和輔料熔制成0.05C－0.3Si－2.0Mn鋼液、向其中添加Ce元素后，在1873K下（模擬RH真空精煉過程）精煉，用無氧化重力鑄造、鍛造方法制備了4組0.05C－0.3Si－2.0Mn－xCe管線鋼試樣。用試樣的化學成分、夾雜物微觀結構表征結果和力學性能數據，分析、研究Ce對0.05C－0.3Si－2.0Mn系鋼液的潔凈度、夾雜物變性行為和力學性能的影響，并探討其作用機理，為稀土元素在高級別管線鋼的應用提供基礎實驗數據。

1 實驗方法

以市售工業純鐵為主原料（其成分見表1），以金屬Ce（純度為99.5%、北京高德威金屬科技公司），Si，Mn和Ti金屬粉為輔原料；在800Pa的Ar氣氛中用ZG0.025－100－2.5型真空感應爐（MgO爐襯）把3.3kg工業純鐵和C，Si，Mn，Ti等熔煉化，從加料倉向鋼液中添加不同量的金屬Ce；在1873K下把鋼液恒溫精煉10min（模擬超低碳鋼的RH真空精煉）；把鋼液溫度穩定到1823K，澆鑄到預先放置在真空室的砂模中鑄成φ40mm×300mm的鋼棒，并隨爐冷卻至室溫。把該鋼棒再加熱到（1373±20）K，鍛造成φ20mm棒材（終鍛溫度1023～1123K，自然冷卻）。用SPARKLAB火花原子放射光譜儀分析鋼中常量元素的化學成分，用721分光光度計分析鋼中Ce含量，用TC－436氧氮測定儀分析鋼中O和N元素含量，本實驗共制備4組管線鋼試樣，其化學成分如表2所示。從φ20mm試棒上橫向截取長8mm的試樣，用600，800，1200，2000號水磨砂紙對其橫斷面依次研磨、機械拋光，4%硝酸酒精浸蝕后，用JSU－6700F掃描電鏡（SEM）和EDAXGENESIS型能譜分析儀觀察分析微觀組織和夾雜物形貌、尺寸、數量、分布和物相。按GB／T228—2002制備拉伸試樣（尺寸如圖1（a）所示），用 WDW－100KN型拉伸試驗機（4mm／min速度）測定室溫下的抗拉、屈服強度及伸長率；按GB／T229—2007制備沖擊試樣（尺寸如圖1（b）所示），用JB－30B沖擊試驗機測定室溫沖擊功；每組實驗進行三次，取其平均值為實驗結果。另外，真空感應爐在精煉過程中，用鉑銠30－鉑銠6熱電偶測定精煉和澆注溫度，用 MC016－WGG2－323光學高溫計連續測定鋼液的溫度變化。

表1 工業純鐵化學成分Table 1 Chemical compositions of industrial pure iron

圖1 室溫力學性能試樣尺寸 （a）拉伸；（b）沖擊Fig.1 The sample size of room temperature mechanical properties （a）tensile；（b）impact

2 實驗結果

2.1 Ce含量對鋼中[O］，[S］的影響

表2為4組試樣的化學成分分析結果。從表2中可知，隨[Ce］的增加，[O］，[S］含量依次降低，并分別降到0.0008%，0.0010%的水平。加入Ce元素，鋼液在1873K下真空精煉10min，就能達到同張靜[10］等人用電阻爐在1873K常壓精煉反應90min后精煉渣脫除鋼液中[O］，[S］一樣的水平，說明稀土元素Ce不僅具有較強的鋼液潔凈能力、且具有較快的雜質元素脫出速率。

表2 實驗鋼的化學成分（質量分數／%）Table 2 Chemical compositions of experimental steels（mass fraction／%）

2.2 Ce含量對夾雜物形態與數量的影響

圖2是不同Ce含量試樣中典型夾雜物的SEM像和EDS能譜圖。從圖2中可知，當Ce含量為0時，夾雜物呈不規則形態且尺寸大于13μm（圖2（a）），組成為 MnS－SiO2系；當Ce為0.0052%時，夾雜物為5μm左右的類橢球狀物（圖2（b）），組成為Si－Ti－Ce－O系；當Ce為0.0167%時，其夾雜物為1.0μm左右的球狀物（圖2（c）），其組成為 MnS－Ce－O 系；當 Ce為0.0374%時，其夾雜物為2μm左右的球狀物（圖2（d）），其組成為 MnS－Ti－Ce－O系。可見，隨鋼液中 Ce含量的增加，夾雜物不僅只改變了形貌和減小了尺度（由13μm減到1μm以下），而且其組成也發生變化；它與文彬[17］的報道結果一致，說明在高級別管線鋼液中加入Ce元素，既能實現夾雜物變形、又可減小夾雜物變尺寸，為提高鋼的力學性能奠定了基礎。

圖2 不同Ce含量的鋼中典型夾雜物的SEM像（1）和EDS譜圖（2）（a）1號試樣；（b）2號試樣；（c）3號試樣；（d）4號試樣Fig.2 SEM images（1）and EDS spectra（2）of typical inclusions in steels with different mass fraction of Ce（a）sample 1；（b）sample 2；（c）sample 3；（d）sample 4

圖3是根據SEM像（平行三組取其平均值）和化學成分統計的夾雜物尺度分布圖。從圖3中可知，加Ce元素精煉后，＜2μm的夾雜物占到近80%，且＞10μm的夾雜物幾乎消失；不加Ce精煉的試樣中＜2μm的夾雜物占44%，2～5μm的夾雜物占21%，5～10μm 的夾雜物占19%，＞10μm 的夾雜物占16%。在1873K真空精煉中，Ce元素通過脫硫、脫氧化學反應后，形成圖2（b）～（d）中的夾雜物。該類液態夾雜物在感應爐電磁攪拌作用下，容易聚合、長大成5～10μm以上的夾雜物，被MgO坩堝壁吸附或上浮到渣／金界面被爐渣吸附而排除，從而提高鋼液的潔凈度和減小夾雜物尺度；不加Ce的爐次，在同樣條件下，夾雜物雖然也聚合、長大到5～15μm，但卻難被MgO坩堝壁吸附或上浮到渣／金界面，而殘留在鋼材基體中影響鋼材的性能[3－8］。

圖4是夾雜物尺寸和數量（根據SEM像統計）隨Ce含量的變化曲線。從中可知，在每平方毫米內，1～4μm和5～10μm的夾雜物數量都隨Ce含量的增加呈現出先減少后微增的趨勢，即當Ce≤0.0167%時；夾雜物數量隨Ce含量增加而減小；當Ce＞0.0167%時，夾雜物數量隨其增加而增多。這可能是因為Ce元素脫氧、脫硫后形成的夾雜物之物相形態和密度不同所致。

2.3 Ce含量對力學性能的影響

圖5是測定的試樣力學性能隨Ce含量的變化曲線；其中圖5（a）為室溫抗拉強度、屈服強度和伸長率的測定結果，圖5（b）為室溫沖擊功的測定結果。從中可知，其力學性能都隨Ce含量的增加呈現出先增加后減小的趨勢；其性能峰值時的Ce為0.0167%，其室溫抗拉強度、屈服強度和伸長率、室溫沖擊功分別達到764，710MPa，24%和276J。在沒有經過TMCP軋制工藝下，其峰值的室溫抗拉強度、屈服強度、屈強比、伸長率、室溫沖擊功等質量指標分別是髙變形X120管線鋼[1］80%，85%，105%，126%，131%。這是因為Ce元素加入0.05C－0.3Si－2.0Mn鋼液中改變夾雜物的性質、形態、大小、數量以及分布，延緩了裂紋的擴展過程，提高鋼材的沖擊韌性；Ce元素在晶界上的析聚、減少S，P的晶界偏聚而提高管線鋼沖擊韌性[18］。這一結果說明，高潔凈度的鋼液和鋼基體中形成1～2μm球狀夾雜物可提高管線鋼的伸長率和沖擊韌性，但室溫抗拉和屈服強度、屈強比則受到TMCP工藝參數的影響。

圖5 0.05C－0.3Si－2.0Mn－xCe管線鋼力學性能隨[Ce］含量的變化 （a）抗拉強度、屈服強度和伸長率；（b）沖擊功Fig.5 Mechanical properties of 0.05C－0.3Si－2.0Mn－xCe pipeline steel with[Ce］content changes （a）tensile strength，yield strength，elongation；（b）Charpy impact

3 結果與分析

3.1 Ce對鋼液潔凈度的影響

3.1.1 Ce脫除[O］，[S］的熱力學計算方法和諸元素的活度值

在 1873K真空精煉時，0.05%C－0.3%Si－2.0Mn%－xCe系鋼液中的合金元素用表3所示的化學反應脫除雜質元素[O］，[S］后[19，20］，生成氧化物、硫化物和稀土氧硫復合氧化物。

表3中脫[O］，[S］反應的化學反應通式可用（1）式表示，其化學反應平衡時的ΔG和平衡常數K分別用（2），（3）式計算。

表3 鋼液中進行的化學反應及其標準自由能表達式Table 3 Possible reactions andΔGθin the system

式中：ΔGθ為標準狀態下生成MxNy化合物的吉布斯自由能，（J／mol）；ΔG 為脫除雜質元素時生成MxNy化合物的吉布斯自由能，（J／mol）；x ，y為諸化學反應的化學計量數；R 為氣體常數，值為8.314，（J／mol·K）；T為精煉溫度，（K）；K為該精煉溫度下的化學平衡常數；w[N］為鋼液中合金元素的質量分數，（%）；w[M］為鋼液中被脫除雜質元素的質量分數，（%）；αMxNy為化學反應生成物的活度，以純物質為標準態，其活度取為1；α[N］，αM分別為鋼液中合金元素、雜質元素的活度，以質量1%為標準態，按（4）式計算：

fN，fM分別為鋼液中合金元素和雜質元素的活度系數，可用（5）式計算：

根據（4）和（5）式、表2和表4的數據，可計算出鋼液加入Ce元素前、后，脫氧、脫硫反應中 [O］，[S］和[Ce］等元素的活度系數和活度值，分別如表5，6所示。

表4 1873K時鋼液中各元素相互作用系數Table 4 First－order interaction coefficient between elements in molten steel

表4 1873K時鋼液中各元素相互作用系數Table 4 First－order interaction coefficient between elements in molten steel

Note：interaction coefficient values have not yet been reported in the literature，the calculated ideal solution treatment whichever value is set at 0

j i O C Si Mn P S N Ti Ce H O－0.20 －0.45 －0.131 －0.021 0.07 －0.133 0.057 －0.60 －0.57 －3.10 S－0.27 0.11 0.063 －0.026 0.029 －0.028 0.01 －0.072 －1.91 0.12 Ce －5.03 — — — 1.77 －8.36 — — －0.003 —C－0.34 0.14 0.08 －0.012 0.051 0.046 0.11 — －0.024 0.67 Mn －0.083 －0.07 — — －0.0035 －0.048 －0.091 — — －0.31 Si －0.23 0.18 0.11 0.002 0.11 0.056 0.090 — —0.64

表5 精煉開始時鋼液中各元素的活度系數和活度Table 5 Values of fiand aiin the molten steel in the beginning of chemical reaction

表6 精煉結束時鋼液中各元素的活度系數和活度Table 6 Values of fiand aiin the molten steel after chemical reaction equilibrium

3.1.2 Ce脫[O］，[S］生成稀土夾雜物及物相

因實驗時先把碳、硅、錳、鈦等元素和用工業純鐵配成目標成分熔化，故1＃實驗的反應體系中只有表3中的第1，10號脫氧反應，其產物為SiO2，Ti2O3。在2～4＃精煉試驗中，用表3所示3，4，6，7，8反應脫[O］，[S］，并可生成稀土氧化物、稀土氧硫化物和稀土硫化物。研究精煉和凝固時鋼中夾雜物種類，需根據該體系鋼液成分變化，脫[O］，[S］的化學反應式和諸反應的ΔG變化，計算并確定Ce脫[O］，[S］生成的化合物相。

根據表3，可把CeO2與Ce2O3，Ce2O3與Ce2O2S，Ce3S4與Ce2S3和Ce3S4與Ce2O2S等轉換的化學反應方程式和標準自由能變化用（6）～（9）式表示，即

若以上化學反應向右進行，則有ΔG＜0。經計算可知，在1873K的精煉溫度下，只有當aO＞0.484，aO／aS＜0.184，aS＞0.1046，a5／6S／aO＜9117時，才能發生各自的轉化反應并其化合物。

在本體系中，從表5和表6的計算結果中可判斷出：2＃試驗在反應初期就有生成Ce2O3；3＃，4＃實驗在反應初期有Ce2O2S生成，到反應末期，隨體系中αCe，αO，αS變化，就有Ce2O3生成。表3中2＃反應生成的MnS是在凝固過程中。表3中6，7號反應式表述的稀土硫化物不能在該反應體系中生成。這一結果，與文彬[17］的報道結果一致。從圖2中EDS圖譜可知，2，3，4＃試樣中夾雜物相（原子分數）分別為83.61%SiO2－10.44%Ti2O3－5.95%Ce2O3，82.41%MnS－9.22%Ce2O2S－8.37%Ce2O3，14.10%MnS－61.65%Ti2O3－10.54%Ce2O2S－13.71%Ce2O3，故2，3，4試驗的脫[O］是通過生成Ce2O3來完成，脫[S］主要是通過生成Ce2O2S來完成。因此，可根據精煉反應中形成的Ce2O3，Ce2O2S化合物之熱力學參數來計算本體系中Ce脫氧、脫硫時鋼液／化合物界面的[O］，[S］平衡值。

3.1.3 精煉中鋼液／Ce2O3界面的[O］，[S］平衡值的計算

在1873K下0.05C－0.3Si－2.0Mn系鋼液中加入[Ce］元素精煉，可根據圖2中生成的氧化物計算化學反應平衡后[O］，[S］的含量，其反應后形成的夾雜物黏附于坩堝壁、漂浮入鋼液表面的渣層或殘留在鋼材內部。因此，根據脫氧、脫硫產物來確定化學反應方程式，再把表4中相互作用系數代入式（4）求出諸實驗的活度系數，將其代入所定化學反應方程式的ΔG表達式（2）中，可求出該實驗體系內的[O］，[S］平衡濃度，其結果如表7所示。

表7 試驗體系內的脫氧、脫硫平衡濃度Table 7 Equilibrium concentrations of deoxidation and desulfurization in the test system

3.1.4 鋼液[O］，[S］平衡值與實驗測定值隨Ce含量的變化

圖6是計算的1873K下精煉結束時鋼液／夾雜物界面的鋼液[O］，[S］平衡值與實測值隨Ce含量的變化關系圖。從圖6中可知，計算的[O］，[S］平衡值與實測值隨[Ce］含量變化的趨勢雖然相似，但兩者相差2～3個數量級。胡曉軍等[21］認為鋼液中脫[O］，[S］的反應過程是含有一個化學反應和一個擴散傳質的界面傳遞的動力學過程，其鋼液／化合物界面的元素濃度（平衡濃度）決定于化學反應平衡常數，實驗測值則決定于化學反應平衡常數和鋼液中[O］，[S］的擴散系數。高運明等[22］人測定的[O］擴散系數 DO氧為2.15×10－4cm2／s，田琳[23］等人測定的[S］擴散系數DO氧為1.33×10－4cm2／s；圖6中的 [O］，[S］平衡值與實驗測定值之間相差2～3個數量級是因為鋼液中[O］，[S］的元素擴散系數過小、精煉時間不長或熔體攪拌強度不足所致。因此，如果延長精煉時間，采用有效手段增強鋼液的攪拌程度，實測值將有向反應平衡值靠近的趨勢，也就是通過延長精煉時間和加強熔池攪拌程度，可提高鋼液的潔凈度。

圖6 1873K下[S］（a）和[O］（b）平衡計算值與實驗測定值隨Ce含量的變化Fig.6 Variations of[S］（a）and[O］（b）with Ce content on the value of experimental determination and equilibrium calculation at 1873K

3.2 Ce對夾雜物組成與形態和力學性能的影響

經過以上分析可知，1873K下精煉時若不加Ce元素（1號試樣），其夾雜物的形態如圖2（a－1）所示，為尺寸大于13μm不規則形狀的SiO2－MnS夾雜物；其屈強比、伸長率和沖擊功等分別達到87.3%，15.7%，175.4J，低于JFE高性能管線鋼的性能指標。其夾雜物的EDS（圖2（a－2））半定量分析結果，先按 SiO2－MnS折合成原子分數，再換算成質量分數后可知，該夾雜物的組成為16.11%SiO2－83.89%MnS；其中，SiO2是1873K精煉時[Si］與[O］反應生成的固態氧化物（熔點1710℃）質點，因其熔點比精煉溫度高110K左右，即使在感應爐中受到強烈的電磁攪拌，它也很難同其他固態夾雜物質點聚合、長大，而被吸附到渣相或坩堝壁上；MnS是鋼液凝固時隨鋼液溫度降低和硫、錳元素偏析，用表3中2號反應后，依附于SiO2形核、長大而形成的夾雜物。可見，這類殘存于鋼材基體的SiO2－MnS夾雜物，雖然是不連續分布，也將成為高級別管線鋼的裂紋源[24］，嚴重地影響其力學性能、高變形能、抗HSSC能力和高能量焊接性能[1］。

在1873K的精煉中、鋼液含有0.0052%Ce時（2號試樣），其夾雜物的形態如圖2（b－1）所示，為尺寸在5μm左右接近橢圓狀的SiO2－Ti2O3－Ce2O3夾雜物；其屈強比、伸長率和沖擊功等分別達到88.6%，21.3%，227.9J，達到JFE高性能管線鋼的性能指標。同樣把圖2（b－2）的半定量分析結果換算成質量分數后，其組成為 93.32%SiO2－2.91%Ti2O3－3.77%Ce2O3。其中的三種氧化物均為脫氧精煉產物，其熔點分別為1710，1855℃和2600℃，而圖2（b－1）中的夾雜物已不具有固態夾雜物的形貌，分明是生成了液相脫氧產物相（夾雜物）。因為Ce元素脫氧生成的Ce2O3可把SiO2－Ce2O3系夾雜物的熔化性溫度降到1621～1634K以下[25］而成為鋼液中SiO2－Ce2O3系液態夾雜物質點；它以高熔點固態Ti2O3形核、并在電磁攪拌作用下，比固態夾雜物更容易被其液態同時吸附、碰撞、長大和上浮并排除出鋼液，在鋼材基體中只殘留下≤5μm的夾雜物。這一結果表明，Ce元素加入鋼液后，不僅減少鋼中夾雜物尺度、數量和改善其形貌，且為提高鋼液潔凈度、屈強比和沖擊韌性[13，14］奠定了基礎。

當鋼液中含有0.0167% [Ce］時（3號試樣），其夾雜物的形態如圖2（c－1）所示，為尺寸1μm左右球形的MnS－Ce2O2S－Ce2O3復合夾雜物；其屈強比、伸長率和沖擊功等分別達到92.9%，24.3%，276J，超過了JFE高性能管線鋼的性能指標。同上可知其物相的質量分 數 為 54.79%MnS－24.23%Ce2O2S－20.98%Ce2O3；其中，Ce2O2S－Ce2O3同樣是鋼液精煉時的脫氧、脫硫的液相凝聚態產物[25］，大尺度的夾雜物在電磁攪拌作用下經動力學過程被爐渣或坩堝壁吸附排除，1μm左右的夾雜物凝固時凝聚成點、球狀而彌散分布于固／液界面；隨著凝固前沿因溫度（1521.5～1363℃）降低，[Mn］和[S］偏析使aMn，aS升高而生成的MnS，其依附于點狀的Ce2O2S－Ce2O3形核、長大；這就形成了小尺度的球形的MnS－Ce2O2S－Ce2O3型夾雜物。經多組SEM照片觀察發現，視場中還有尺寸更細小、甚至納米級點狀稀土硫氧化物。它表明，Ce含量在0.0052%～0.0167%范圍內，不僅能改變原板條狀MnS夾雜物形貌，而且可在凝固前沿（鋼材基體上）析出≤1μm、甚至納米級點狀稀土硫氧化物（Ce2O2S－Ce2O3）；這類細小、彌撒分布的納米級球狀夾雜物[15］可作為鋼中非均質形核質點，為提高凝固時鋼液的形核率和細化基體晶粒尺度提供相應的熱力學條件；這類納米級球狀夾雜物可阻礙晶界的位錯滑移、并難于在鋼基體中萌生裂紋[16］，利于提高高級別管線鋼的強韌性能。

經數組SEM照片觀察發現，Ce含量為0.0374%的試樣（4號）中夾雜物如圖2（d－1）所示，為2μm 左右的球形稀土氧化物（T2O3－MnS－Ce2O2S－Ce2O3）；其屈強比、伸長率和沖擊功等分別達到91.7%，23.6%，257J，超過了JFE高性能管線鋼的性能指標。用同樣的方法表征后，其質量分數為48.71%T2O3－6.73%MnS－19.89%Ce2O2S－24.67%Ce2O3。它是鋼液中雜質元素精煉過程中產生的液態Ce2O2S－Ce2O3凝聚相以固態Ti2O3（熔點1885℃）質點為核心[13］聚集、長大的結果。因內部為固相、表面為液態的聚合物比固態夾雜物容易長大、上浮并被爐渣相吸附，從而減小了試樣中夾雜物的尺度和數量（圖3）；但隨Ce含量增加，夾雜物中稀土氧化物質量分數的增加，復合夾雜物密度亦增大，它與鋼液密度差變小而延長夾雜物在鋼液中上浮時間，相應使鋼材基體中1～5μm夾雜物數量有所增加（圖4）。它表明，在高級別管線鋼即0.05C－0.30Si－2.0Mn系鋼液中[Ce］≥0.0374%后，雖然鋼液中[O］，[S］可控制于很低的水平，同樣也可生成點球狀稀土氧硫夾雜物，但過量的[Ce］含量會增大鋼材中大尺度夾雜物殘存的幾率，將惡化鋼材的綜合性能。

4 結論

（1）當Ce含量為0～0.0374%時，鋼液中[O］，[S］都隨Ce含量的增加而呈迅速減少的趨勢，[O］，[S］可分別降低到0.0008%，0.0010%水平；另外延長精煉時間、加強熔池攪拌強度，將有望提高鋼液的潔凈度。

（2）當Ce含量為0.0052%～0.0167%時，原鋼材中殘留的13μm有棱角的MnS－SiO2夾雜物減少到≤2μm球形復合稀土夾雜物；MnS夾雜物變成直徑為1～2μm，甚至納米級類球狀稀土復合夾雜物；殘留夾雜物的尺度和數量明顯減少。

（3）當Ce含量為0～0.0374%時，試樣的屈強比、伸長率和沖擊功分別達到了92.9%，24.28%和276J。

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