金属学报, 2019, 55(5): 566-574 DOI: 10.11900/0412.1961.2018.00540

热轧板退火工艺对19Cr2Mo1W铁素体不锈钢织构与成形性能的影响

刘后龙, 马明玉, 刘玲玲, 魏亮亮, 陈礼清,

1. 东北大学轧制技术及连轧自动化国家重点实验室 沈阳 110819

Effect of Hot Band Annealing Processes on Texture and Formability of 19Cr2Mo1W Ferritic Stainless Steel

LIU Houlong, MA Mingyu, LIU Lingling, WEI Liangliang, CHEN Liqing,

1. State Key Laboratory of Rolling and Automation, Northeastern University, Shenyang 110819, China

通讯作者: 陈礼清,lqchen@mail.neu.edu.cn,主要从事高性能金属材料的制备、成形及组织性能研究

收稿日期: 2018-12-07   修回日期: 2019-01-17   网络出版日期: 2019-04-22

基金资助: 国家自然科学基金委员会-中国宝武钢铁集团有限公司钢铁联合研究基金项目.  U1660205

Corresponding authors: CHEN Liqing, professor, Tel: (024)83681819, E-mail:lqchen@mail.neu.edu.cn

Received: 2018-12-07   Revised: 2019-01-17   Online: 2019-04-22

Fund supported: National Natural Science Foundation of China and Baowu Steel Group Co., Ltd..  U1660205

作者简介 About authors

刘后龙,男,1991年生,博士生

摘要

以一种含W和稀土Ce的444型耐热铁素体不锈钢19Cr2Mo1W为材料,利用XRD测试分析、EBSD取向成像技术、粗糙度测量和成形性测试等手段,研究了该铁素体不锈钢热轧板不同退火工艺对其冷轧退火板的微观组织、织构演变以及成形性能的影响。结果表明,尽管采用了不同退火温度的热轧板退火工艺,但是热轧退火板的织构特征在一定程度上均会遗传至冷轧板;热轧退火板中增强的{223}<11¯0>和{111}<01¯1>织构组分存在,有利于增加冷轧退火板中γ纤维织构的强度。冷轧板中{001}<11¯0>~{115}<11¯0>纤维织构组分越强,退火后γ纤维织构偏离理想程度越大;适当提高热轧板退火温度可以有效减弱冷轧板中有害的{001}<11¯0>~{115}<11¯0>组分。提高热轧板退火温度,可以显著减轻甚至彻底消除热轧退火板中的带状组织、提高冷轧退火板的组织均匀性和γ纤维织构强度,有利于成形性能的提高。

关键词: 铁素体不锈钢 ; 热轧板退火 ; 冷轧及退火 ; 织构 ; 成形性能

Abstract

Low-cost ferritic stainless steels with excellent oxidation resistance and anti-corrosion ability are widely used in the fields of household appliances, hardware decoration, architectural structures, fuel cells and automobile exhaust systems. In order to achieve good formability of the ferritic stainless steel, the annealing process of hot-rolled sheet is crucial. As a newly developed 444-type heat-resistant ferritic stainless steel containing W and Ce, however, the influence of hot band annealing process of 19Cr2Mo1W ferritic stainless steel on its formability is not clear and need to have a deep understanding. In this work, the effect of annealing temperature of hot band on the microstructure, texture and formability of this steel was studied by means of XRD, EBSD, roughness measurement and formability test. The results indicated that although annealing processes were carried out at different temperatures after hot rolling, the characteristic of texture in the hot-rolled and annealed sheet was inherited to the cold-rolled sheet to some extent. The increased intensities of {223}<11¯0> and {111}<01¯1> texture components in the hot-rolled and annealed sheet were beneficial to improvement of the γ-fiber texture in the cold-rolled and annealed sheet. The extent of deviation from γ-fiber texture in the cold-rolled and annealed sheet was increased with increasing the intensities of {001}<11¯0>~{115}<11¯0> texture components in the cold-rolled sheet. An increased annealing temperature of the hot-rolled sheet could effectively weaken the intensities of {001}<11¯0>~{115}<11¯0> texture components in the cold-rolled sheet. In addition, the banded microstructures in the hot-rolled and annealed sheet were significantly reduced by increasing annealing temperature of the hot-rolled sheet, which improved the microstructure uniformity and formability of the cold-rolled and annealed sheet.

Keywords: ferritic stainless steel ; hot band annealing ; cold rolling and annealing ; texture ; formability

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本文引用格式

刘后龙, 马明玉, 刘玲玲, 魏亮亮, 陈礼清. 热轧板退火工艺对19Cr2Mo1W铁素体不锈钢织构与成形性能的影响. 金属学报[J], 2019, 55(5): 566-574 DOI:10.11900/0412.1961.2018.00540

LIU Houlong, MA Mingyu, LIU Lingling, WEI Liangliang, CHEN Liqing. Effect of Hot Band Annealing Processes on Texture and Formability of 19Cr2Mo1W Ferritic Stainless Steel. Acta Metallurgica Sinica[J], 2019, 55(5): 566-574 DOI:10.11900/0412.1961.2018.00540

与奥氏体不锈钢相比,铁素体不锈钢由于不含Ni而具有低成本优势,同时还具有热膨胀系数低、耐腐蚀性能优良、抗高温氧化及耐热疲劳性能好等优点[1,2],在汽车排气系统、家用电器、燃料电池、五金装饰及建筑结构等领域中具有广泛的应用前景[3,4]。随着环保要求日趋严格和汽车排放标准的提高,汽油充分燃烧将导致排气系统热端温度进一步升高,急需使用温度更高的材料应用于新一代汽车排气系统的热端。19Cr2Mo1W铁素体不锈钢,是在19Cr2Mo (444型)不锈钢基础上添加一定量的高熔点金属元素W和稀土Ce而发展起来的热端材料,W的添加是为了保证其高温力学性能,微量稀土Ce的加入则可以进一步提高其高温抗氧化性能。与19Cr2Mo铁素体不锈钢相比,该钢具有更加优良的高温力学性能、耐腐蚀性和抗高温氧化性。

研究[5,6]发现,19Cr2Mo铁素体不锈钢中添加稀土元素或者同时复合添加一定量的高熔点金属元素W均能显著降低铁素体不锈钢在高温下的氧化反应速率,所形成的氧化膜更加均匀致密,并具有良好的附着性,在氧化膜/基体界面处缺陷数量明显减少。添加W可以促进高温下Laves相析出,Laves相可以阻碍氧化层向内生长,从而提高了材料的高温抗氧化性能。19Cr2Mo铁素体不锈钢中添加W和稀土Ce可以降低腐蚀速率和钝化电流密度,提高了耐腐蚀性能[7]。从生产制造工艺方面看,由于铁素体不锈钢常被用于深冲成形结构件,因而,19Cr2Mo1W铁素体不锈钢还必须具备一定的成形性能。

铁素体不锈钢热轧板的退火工艺对冷轧退火板的成形性能有着重要的影响,热轧板退火工艺不当将会导致铁素体不锈钢冷轧板中形成明显偏离{111}<12¯1>组分的γ再结晶织构,这种织构给材料的后续成形性带来不利影响[8,9]。由于热轧组织与织构对冷轧退火板的再结晶织构以及成形性等均有密切的相关性,如何调控热轧板的组织和织构是获得良好成形性的冷轧退火板的基础和前提。就目前的研究情况来看,侧重热轧板的退火工艺,尤其是退火温度对铁素体不锈钢热轧、冷轧以及退火组织、织构及成形性能影响的研究开展的还极为有限,没有形成共识。本工作以上述19Cr2Mo1W铁素体不锈钢为研究对象,重点考察在950~1100 ℃范围内不同的温度退火对铁素体不锈钢热轧板在后续冷轧和退火过程中的织构演变规律及其对成形性能的影响,为该钢形成最终优化的加工工艺以及获得良好的综合性能提供理论基础。

1 实验方法

采用真空感应炉冶炼的19Cr2Mo1W铁素体不锈钢的化学成分(质量分数,%)为:C 0.008,N 0.008,Cr 19.4,Ti 0.14,Nb 0.45,Mo 2.03,W 1.03,Si 0.52,Mn 0.32,Ce 0.049,Fe余量。实验原始材料为铸锭经过1200 ℃保温1 h后锻造成40 mm厚板坯,并在1200 ℃保温1 h后,在二辊可逆热轧实验机上轧制成5 mm厚的热轧板,开轧温度为1150 ℃,终轧温度为800 ℃,轧后空冷。热轧板在箱式电阻炉中退火,退火温度分别为950、1000、1050和1100 ℃,退火时间5 min,退火后空冷。最后,将热轧板机械除鳞后在四辊冷轧机上冷轧至1 mm厚,随后在1050 ℃退火1 min得到成品板。

宏观织构测量在D8 Discover X 射线衍射仪(XRD)上进行,采用CoKα辐射,测量样品{110}、{200}和{112}等3个晶面的不完整极图,并采用级数展开法(最高项数Lmax=22)计算取向分布函数(orientation distribution function,ODF)。微观取向及组织分析采用Quanta 600扫描电子显微镜(SEM)上配备的OIM 4000 EBSD系统进行花样采集,步长0.2 μm;按照国标GB/T228.1-2010进行拉伸实验测量材料的强度与延伸率;薄板成形性能采用平均塑性应变比(r¯)、各向异性度(Δr)及平均粗糙度(Ra)和最大粗糙度(Rt)来表征,按国标GB/T 5027-2016,沿与板轧向呈0°、45°和90°方向制备拉伸试样,在拉伸试验机上测得各方向上塑性应变比rr45°r90°,按r¯=(r0°+2r45°+r90°)/4计算塑性应变比,各向异性度的计算则按照r=(r0°+r90°2r45°)/2进行。沿与冷轧退火板轧向呈0°的方向上截取标准试样,进行15%拉伸变形后,利用TR300便携式粗糙度形状测量仪,在其板面上沿与轧向相垂直的方向进行测量,获得表面RaRt

2 实验结果

按材料织构三维取向分析方法,晶粒的取向可以用一组Euler角(φ1Φφ2)表示,即晶体学坐标系相对于试样外观坐标系三次转动的角度。立方晶系材料典型织构组分均可在其第三转角φ2=45° ODF截面图上显示;轧制和退火的铁素体不锈钢板材中主要织构组分分布在αγ取向线上,如图1所示。其中,α取向线(φ1=0°,Φ=0°~90°,φ2=45°)上主要织构组分有{001}<11¯0>、{115}<11¯0>、{112}<11¯0>和{223}<11¯0>等;γ取向线(φ1=0°~90°,Φ=54.7°,φ2=45°)上的主要织构组分有{111}<12¯1>、{111}<11¯0>等。另外,与深冲性能相关的{334}<48¯3>和{554}<2¯2¯5>等织构组分在退火过程中也易于形成[10]

图1

图1   φ2 =45° ODF截面图及其上的主要织构组分

Fig.1   Constant φ2 =45° ODF section and the positions of the main orientations (φ1, Φ, φ2—Euler angles)


2.1 热轧板不同温度退火后的织构

2为热轧板不同温度退火后的中心层宏观织构。由图可知,当热轧板退火温度为950 ℃时,热轧板以α纤维织构为主,强点位于{001}<11¯0>附近,取向密度值为f(g)=24.3 (f(g)为取向分布函数,g为某一特定取向);γ纤维织构强度较弱(图2a)。当退火温度为1000 ℃时,α纤维织构强度减弱,强点位置沿α取向线下移至{115}<11¯0>附近,取向密度值为f(g)=21.4;γ纤维织构有所增强,强点位于{111}<01¯1>附近,取向密度值为f(g)=6.3 (图2b)。当退火温度为1050 ℃时,α纤维织构进一步减弱,强点下移至{223}<11¯0>附近,取向密度值为f(g)=17.5;γ纤维织构进一步增强,强点依旧位于{111}<01¯1>附近,取向密度值为f(g)=7.8 (图2c)。当热轧板退火温度为1100 ℃时,α纤维织构强度显著降低且偏离{223}<11¯0>程度增加,取向密度值为f(g)=7.9;γ纤维织构也明显偏离原来位置(图2d)。

图2

图2   不同温度退火后的热轧板的中心层恒φ2=45° ODF截面图

Fig.2   Constant φ2=45° ODF sections for central layers of hot-rolled ferritic stainless steel sheets annealed at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d)

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随热轧板退火温度升高,热轧板α纤维织构强度不断降低且强点位置沿α取向线下移至{223}<11¯0>附近,γ纤维织构强度不断增强且强点在{111}<01¯1>附近。当退火温度过高时,热轧板织构会严重偏离α纤维织构和γ纤维织构位置。

2.2 冷轧及退火织构

不同温度退火的热轧板经相同冷轧后的中心层宏观织构如图3所示。冷轧板主要由强烈的α纤维织构和相对较弱的γ纤维织构组成,其中,γ纤维织构强点均位于{111}<01¯1>附近且其强度随热轧板退火温度的升高而不断增强。热轧板退火温度从950 ℃升高至1050 ℃时,冷轧板中{001}<11¯0>~{115}<11¯0>组分不断减弱,强点从{001}<11¯0>沿α取向线下移至{223}<11¯0>附近,{223}<11¯0>组分取向密度值从f(g)=16.7增至22.9 (图3a~c)。热轧板退火温度为1100 ℃时,其冷轧板α纤维织构强点位于{223}<01¯1>附近,取向密度值为f(g)=18.3,次强点位于{115}<11¯0>附近,取向密度值为f(g)=14.2。

图3

图3   铁素体不锈钢热轧板不同温度退火后冷轧板的中心层织构恒φ2=45° ODF截面图

Fig.3   Constant φ2=45° ODF sections for central layers of cold-rolled ferritic stainless steel sheets with hot band annealing at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d)

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4为热轧板不同温度退火后经相同冷轧工艺得到冷轧退火板的中心层织构。冷轧退火板主要由γ纤维织构和微弱的α纤维织构组成。当热轧板退火温度为950 ℃时,其冷轧退火板强点偏离{111}<12¯1>组分18.6° (ΔΦ=11°,Δφ1=15°) (为了精准地评价冷轧退火板强点(φ1Φφ2=45°)偏离{111}<12¯1>(30°,54.7°,45°)组分程度,引入偏转角θ=(Φ-54.7)2+(φ1-30)2,ΔΦ=Φ-54.7°,Δφ1=φ1-30°),强点严重偏离{111}<12¯1>组分,取向密度值为f(g)=6.4 (图4a)。当热轧板退火温度为1000 ℃时,其冷轧退火板强点偏离{111}<12¯1>组分10.6° (ΔΦ=8°,Δφ1=7°),偏离程度减轻,取向密度值为f(g)=10.9 (图4b)。热轧板退火温度为1050 ℃时,其冷轧退火板强点位于{111}<12¯1>,取向密度值为f(g)=15.4 (图4c)。热轧板退火温度为1100 ℃时,其冷轧退火板强点偏离{111}<12¯1>组分9.4° (ΔΦ=5°,Δφ1=8°),取向密度为f(g)=17.1 (图4d)。

图4

图4   铁素体不锈钢热轧板不同温度退火后冷轧退火板的中心层织构恒φ2=45° ODF截面图

Fig.4   Constant φ2=45° ODF sections for central layers of cold-rolled and annealed ferritic stainless steel sheets with hot band annealing at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d)

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从热轧板不同温度退火后的冷轧及冷轧退火板的织构还可以看出,冷轧板织构中存在的{001}<11¯0>~{115}<11¯0>组分是导致冷轧退火板γ纤维织构组分偏离的关键因素。结合图2,3,4织构分布特征可以看出,热轧板退火板织构特征在一定程度上会遗传到冷轧板中。适当提高热轧板退火温度可以有效减弱热轧退火板及冷轧板中有害的{001}<11¯0>~{115}<11¯0>组分,从而减轻冷轧退火板中γ纤维织构偏离程度。但热轧板退火温度过高时,退火过程中会产生大量的随机取向的晶粒,整体织构强度降低,如图2d所示,冷轧过程中也形成了少量的{115}<11¯0>组分,导致偏离γ纤维织构程度增加。另外,铁素体不锈钢冷轧过程中,变形储能的大小与基体的晶体取向密切相关。变形储能随着织构向稳定取向的演变而逐渐增大,其中{223}<11¯0>和{111}<01¯1>取向晶粒的形变储能大于{001}<11¯0>~{115}<11¯0>[11,12]。冷轧板中α纤维织构的最终稳定取向是{223}<11¯0>,γ纤维织构的最终稳定取向是{111}<01¯1>[13,14]。退火过程中,{223}<11¯0>基体向{111}<01¯1>基体转变,{111}<01¯1>基体向{111}<12¯1>转变[15,16]。所以,提高冷轧织构中的{223}<11¯0>和{111}<01¯1>组分,有利于提高冷轧退火板中的{111}<[12¯1>组分。由于冷轧板中α纤维织构的最终稳定取向是{223}<11¯0>与{111}<01¯1>,热轧退火板中存在的{223}<11¯0>和{111}<01¯1>组分在冷轧过程中很稳定[17],热轧板中{223}<11¯0>和{111}<01¯1>组分越强,冷轧板中相应的组分就越强,而提高冷轧织构中的{223}<11¯0>和{111}<01¯1>组分,则有利于提高冷轧退火板γ纤维织构中{111}<12¯1>组分强度。所以,适当提高热轧板退火温度,可以提高冷轧退火板中γ纤维织构强度,有利于提高冷轧退火板的成形性能。

2.3 不同温度退火后的热轧板组织

5为热轧板不同温度退火后的纵截面中心层到表面的晶体取向成像图。从图5中可以看出,950 ℃退火的热轧板中心层附近存在部分接近<001>//ND(ND为轧面法向)取向的带状组织(红色部分),这种取向晶粒形变储能低,不易发生再结晶[12],这严重影响组织的均匀性。随着热轧板退火温度的升高,热轧板中带状组织明显减少,组织均匀性不断提高,平均再结晶晶粒尺寸也不断增加。当热轧板退火温度从1050 ℃升高到1100 ℃,平均再结晶晶粒尺寸从59.5 μm增加到88.3 μm,晶粒尺寸增大48.4%。可见,随着热轧板退火温度升高,热轧退火板中带状组织不断减少,再结晶晶粒尺寸不断增加,组织均匀性也不断提高。

图5

图5   铁素体不锈钢热轧板不同温度退火后的晶体取向成像图

Fig.5   Orientation imaging maps of hot-rolled ferritic stainless steel bands annealed at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d) (ND—normal direction, RD—rolling direction)

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2.4 热轧板不同温度退火后的冷轧退火板组织

图6所示为热轧板不同温度退火后的冷轧退火板的纵截面晶体取向成像图。可以看出,热轧板950 ℃退火时,冷轧退火板中存在部分未再结晶的<001>//ND (红色部分)取向的带状晶粒和较为粗大的晶粒,组织均匀性较差。热轧板退火温度为1000 ℃时,冷轧退火板中的带状晶粒消失,组织均匀性提高,平均晶粒尺寸减小至23.4 μm,但仍然存在部分较为粗大的晶粒。当热轧板退火温度为1050 ℃时,冷轧退火组织较为均匀,平均晶粒尺寸为25.9 μm。当热轧板退火温度升高至1100 ℃后,冷轧退火板的平均晶粒尺寸增大至38.2 μm,组织较为均匀。

图6

图6   铁素体不锈钢热轧板不同温度退火后的冷轧退火板的晶体取向成像图

Fig.6   Orientation imaging maps of the cold-rolled and annealed ferritic stainless steel sheets with hot band annealing at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d)

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热轧板中的<001>//ND取向的带状晶粒,由于其向冷轧稳定方向转动缓慢[18],故而会有部分保留到冷轧板中。由于<001>//ND取向晶粒其形变储能低,在随后的退火过程中不易再结晶,导致冷轧退火板的组织不均匀,降低了材料的成形性能。提高热轧板退火温度,减少热轧退火板中<001>//ND取向的带状晶粒,可以有效改善冷轧退火板的组织均匀性,提高冷轧退火板的成形性能。

2.5 热轧不同工艺退火后的冷轧退火板的成形性能

1为不同温度退火的热轧板经压下率为80%的冷轧后再在1050 ℃退火1 min的冷轧退火板所获得的成形性能与力学性能。可以看出,随着热轧板退火温度的升高,其冷轧退火板的r¯逐渐增大;当热轧板退火温度从950 ℃升高至1100 ℃,r¯从1.27增加到1.72。这是由于随着热轧板退火温度的升高,冷轧板退火后γ纤维织构强度不断增加,而γ再结晶织构的增强是提高冷轧退火板r¯最有效的手段[19,20]。当热轧板退火温度在950~1050 ℃范围时,随着退火温度的增加,|Δr|由0.35逐渐减小至0.09。而当温度升高到1100 ℃时,|Δr|反而增加到0.16。由松弛约束模型计算单一取向的Δr可知[21],再结晶织构{334}<48¯3>和{554}<2¯2¯5>组分会导致材料的|Δr|增大,|Δr|的增大会增加深冲过程中的制耳倾向,降低材料的成形性能[22,23]

表1   热轧板经不同退火工艺后冷轧退火板的成形性能与力学性能

Table 1  Formability and mechanical properties of cold-rolled and annealed sheets with different annealing processes of hot-rolled band

Annealing temperature

r¯

Δr

Ra

μm

Rt

μm

δ

%

n

σ0.2

MPa

σb

MPa

9501.270.351.7010.5126.30.20403627
10001.360.231.348.2427.90.21396613
10501.62-0.090.926.1729.50.21394610
11001.720.160.896.1430.30.20390600

Note: r¯—the mean value of plastic strain ratio (r); Δr—anisotropy parameter; Ra—the mean value of surface roughness; Rt—the maximum value of surface roughness; δ—elongation; n—hardening index; σ0.2—yield strength; σb—tensile strength

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7所示为热轧板不同温度退火后的冷轧退火板经15%拉伸变形后实测的表面粗糙度曲线。随热轧板退火温度的升高,冷轧退火板的平均粗糙度Ra和最大粗糙度Rt分别从1.70和10.51 μm减小到0.89和6.14 μm,其中,热轧板在1050与1100 ℃退火时的粗糙度相差很小。铁素体不锈钢板的皱折与组织的均匀性和组织中存在各向异性的取向晶粒簇密切相关[24,25],由于冷轧退火板中未发现明显晶粒簇,所以组织均匀性是影响实验用钢表面粗糙度的决定因素。热轧板退火温度为950和1000 ℃时,冷轧退火板中尚存在未再结晶的带状晶粒和较粗大的晶粒,其变形行为与相邻基体不一致,这会降低晶粒的变形协调性,造成局部塌陷或隆起,最终导致表面粗糙度增加。图8为热轧板不同温度退火后的冷轧退火板的拉伸应力-应变曲线。随着退火温度的升高,材料的延伸率不断增加而强度不断减小。这是由于热轧板退火温度的升高,冷轧退火组织均匀性不断提高,平均再结晶晶粒尺寸不断增加,均匀的晶粒组织能提高材料变形协调能力,晶粒尺寸越大,晶粒可变形程度越大,所以材料的延伸率随着退火温度的升高而呈逐渐增加的趋势。材料的强度不断减小,是由于平均再结晶晶粒尺寸随热轧退火温度的升高而不断增大。

图7

图7   热轧板不同温度退火后的冷轧退火板表面粗糙度曲线

Fig.7   Roughness profiles of cold-rolled and annealed sheets with hot band annealing at 950 ℃ (a), 1000 ℃ (b), 1050 ℃ (c) and 1100 ℃ (d)


图8

图8   热轧板不同温度退火后的冷轧退火板的拉伸应力-应变曲线

Fig.8   Stress-strain curves of cold-rolled and annealed steels with hot band annealing at various temperatures


综上可知,热轧板在1050 ℃退火时,其冷轧退火板具有较高的r¯和较低的|Δr|,组织均匀性较好,表面粗糙度低,具有较佳的成形性能。

3 结 论

(1) 铁素体不锈钢19Cr2Mo1W热轧退火板中{001}<11¯0>~{115}<11¯0>取向带状晶粒在冷轧过程中向稳定取向转动缓慢,从而在一定程度上保留到冷轧板中,冷轧板中的这种取向组分会引起退火过程中γ纤维织构发生偏转。由于冷轧板中基体的最终稳定取向为{223}<11¯0>与{111}<01¯1>,所以热轧板退火板中对应的组分会遗传到冷轧板中。冷轧板中{223}<11¯0>与{111}<01¯1>组分越强,退火后形成的{111}<12¯1>组分越强。

(2) 提高铁素体不锈钢热轧板退火温度可以有效减弱有害的{001}<11¯0>~{115}<11¯0>织构组分,减轻γ纤维织构偏转程度,而且还能提高冷轧退火板中γ纤维织构强度。但是,当热轧板退火温度升高到1100 ℃时,虽然其冷轧退火板的γ纤维织构强度最高,但γ纤维织构偏离{111}<12¯1>组分程度有所增加,导致Δr增加,这不利于材料的成形性能。

(3) 提高热轧板退火温度,能有效减少热轧板中的<001>//ND取向的带状晶粒,提高冷轧退火板的组织均匀性。热轧板退火温度为1050 ℃时,冷轧退火板的组织均匀,r¯较高,|Δr|最小,表面粗糙度小,延伸率较高,综合性能较佳。

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