D0I:10.13374/i.issn1001-053x.1992.01.026 北京科技大学学报 第14卷第1期 Vol,14 No.1 1992年1月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jan.1392 轧制工艺参数对1Cr13 不锈钢成型性的影响 阮煦寰·李伟·王先进· 摘要：研究了冷轧工艺参数对1C13不锈钢薄板基本成型指标的影响，找出了影响其 指标的重要因素：冷轧总压下事、退火温度。通过研究分析指出，适用于深拉成型1C13不 锈锅的冷轧工艺多数为：冷轧总压下率60%，遇火温度750℃，空冷。并从金相织构等方面 对其机理进行了分析。 关键词：总压下事，金相纽织，成型性，不锈钢 Effect of Cold Rolling Process on Basic Feature of Formablity of the 1Cr13 Stainless Steel Sheet Ruan Xuhuan Li Wei Wang Xianjin' ABSTRACT:It has been found that main factors effecting on the forming pro- perty are the total reduction of cold rolling and the annealing temperature.The results obtained shows that optimum process parameters for deep drawing 1Cr13 stainless steel sheet are:the total ruduction is 60%,the annealing temperature is 750C followed with the air-cooling,The aspect of metallurgical structure and texlure was also discussed. KEY WORDS:total reduction,metallurgical structure,formablity,stainless steel 1991-01-24收到初稿，199】-09-20收到修改稿 ·金凤压力加工系(Department of Metals Formin) 56
第 n 卷 第 1 期 1 99 2年 1 月 北 京 科 技 大 学 学 报 J o u r n a l o f U n i v e r s i t y o f S e i e n e e a n d T e e h n o l o g y B e i j i n g V o l 。 1 4 J a n 。 N o 。 1 1 , 9 2 轧制工艺参数对 IC r 13 不锈钢成型性的影响 阮煦寰 . 李 伟 ` 王 先进 ’ 摘 要 : 研究 了冷轧 工艺参数 对 I rC 13 不锈 钢薄板基本成型指标的 影响 , 找出 了影 响 共 指标的重要因素 : 冷轧总压下率 、 退火温度 。 通过研究分析指 出 , 适用于深拉成型 I C r1 3 不 锈钢的冷轧工艺参数 为 : 冷轧总压 下率60 % , 退火温度 7 50 ℃ , 空冷 。 并从金相织构等 方 面 对其机理进 行了 分析 。 关镶词 : 总压下 率 , 金相纽织 , 成型性 , 不锈钢 E f f e e t o f C o l d R o l l i n g P r o e e s s 0 1 B a s i e F e a t u r e o f F o r m a b l i t y o f t h e I C r 1 3 S t a i n l e s s S t e e l S h e e t R “ a n X “ 丙“ 。 ” . L f 平 e f . 平 。 月 9 X f a n i f n . A B S T R A C T : I t h a s b e e n f o u n d t h a t tn a i n f a e t o r s e f f e e t i n g o n t h e f o r m i n g p r o - p e r t v a r e t h e t o t a l r e d u e t s o n o f e o ld r o ll i n g a n d t h e a n n e a l i n g t e m p e r a t u r e 。 T 五e r e s u lt s o b t a i n e d s h o w s t h a t o p t i m u m p r o e e s s p a r a m e t e r s f o r d e e p d r a w i n g I C r 1 3 5 t a i n l e s s s t e e l s h e e t a r e : t h e t o t a l r u d u e t i o n 1 5 6 0 % , t h e a n n e a li n g t e o P e r a t u r e 1 5 7 5 0 ℃ f o ll o w e d w i t h t五e a i r 一 e o o li n g , T h e a s p e e t o f m e t a ll u r g i e a l s t r u e t u r e a n d t e x l u r e w a s a l s o d i s e u s s e d 。 KE Y W O RO S : t o t a l r e d u e t i o n , m e t a ll u r g i e a l s t r 征 e t u r e , f o r m a b li t y , s t a i n l e s , s t e e l i , , i 一 01 一 2 4收到初稿 , 1。 。 J 一 0 9 一 2 0 收到修 改稿 金属压力加工系 ( D e尸 a r t 环 e n t O f 琴 e t a l s 尸 O t 协 i 攀之, 万昼 DOI: 10. 13374 /j . issn1001 -053x. 1992. 01. 026
1Cr13不锈钢属Cr系不锈钢，被广泛应用于餐具、汽车、建筑等行业。在我国Cr系不锈 钢占整个不锈钢用量的34%，日本汽车制造业中Cr系不锈钢用量占70%。因此，研究提高 1C13不锈钢的成型性，对国产1Cr13的应用具有重要的意义。 本文研究了轧制工艺参数对1C13不锈钢成型基本特性的影响。 1实验方案 采用正交试验方法，选择了轧制生产中4个主要参数：冷轧总压下率εx、退火温度T、 保温时间x及冷却方式为因素，每个因素选3个水平，正交因素水平如表1所示，正交试验 参数如表2所示。 表1正交因素水平表 Table 1 Orthogonal table(factor and horizontal) A (es,% B (T,C) C(r,min) D 70 750 0.5 水冷 60 800 1.0 空冷 40 850 2.0 缓冷 表2Lp(34)正交试验参数 Table 2 Parameters ot orthogonal test Lp (3) 试验号 A,ex% B,T,℃ C,r,min D冷却方式 ·(1)70 (1)750 (3)2.0 (2)空拎 2 (2)60 (1)750 (1)0.5 (1)水却 3 (3)40 (1)750 (2)1.0 (3)缓冷 4 (1)70 (2)800 (2)1.0 (1)水冷 个 (2)60 (2)E00 (3)2.0 (3)缓冷 (3)0 (2)800 (1)0.5 (2)空登 7 (1)70 (3)850 (1)0.5 (3)毁冷 8 (2)60 (3)850 (2)1.0 (2)空冷 (3)40 (3)850 (3)2.0 (1)水冷 实验条件：上重四辊冷轧机。 原料：1Cr13,,其成分如下： C-0.14%,Si-0.51%,Mn-0.45%,Cr-12.38%,S-0.01%,P-0.022%。 厚度分别为1.0mm,1.5mm,2.0mm,轧制成品最终厚度为0.6mm。其工艺模拟实验 按表2给出的正交参数，模拟现厂的轧制及退火工艺。 对上述实验方案所得之薄板取样，进行拉伸试验，拉伸是在MTS-809万能材料拉伸试 验机和BHB-80板料双向拉伸试验机上进行，并按GB228-76,GB9076-82,GB5028-85, GB5027-85分别测量薄板样品的强度极限0。，屈服极限0，加工硬化指数n,板材压延性能 指标rm和4r,平面应变率e",等双拉应变率e·和延伸率6%。选n值、rm值、△r值及6%值 57
1亡 r 13 木锈钢 属C : 系不锈钢 , 被广泛应用于餐具 、 汽 车 、 建筑等行亚 。 在我国C r 系不锈 钢 占整 个不锈钢 用量的 34 % , 日本汽车制造业中 C r 系不锈钢 用量占70 % 。 因此 , 研 究 提 高 I Cr 13 不 锈钢的成型 性 , 对 国产 I rC 13 的应 用具有重要的意义 。 本文研究 了轧制工艺参数对 I rC 13 不锈钢成型基本特性的影响 。 1 实 验 方 案 采 用正交试验方法 , 选择 了轧制生产 中 4 个主要参数 : 冷轧总压下率。 工 、 退火温度 T 、 保温时间, 及冷却方式为因素 , 每个因素选 3 个水平 , 正交 因素 水平如表 1 所示 , 正交试验 参数如表 2 所示 。 衷 1 正 交因紊水平表 T a b l o 1 o r t五o g o n a l t a b l e ( f a e t o r a n d 五o r i z o n t a l ) A ( 君 z , % ) B ( T , ℃ ) C ( r , m i n ) 7 5 0 0 。 5 8 0 0 1 。 0 8 5 0 2 。 0 水冷 空冷 缓冷 八甘八ō 7 丹叹0盛 表 2 L p ( 3 弓 ) 正 交试验参数 T a b l e 2 P a r a m e t e r s o t o r t h o g o n a l t e s t L p ( 3 4 ) 试验号 A , 君刃 % B , T , 亡 C , r , m i n D 冷却方 式 ( l ) 7 5 0 ( 3 ) 2 。 0 ( 1 ) 0 . 5 ( 2 ) 1 。 0 ( 2 ) 1 。 0 ( 3 ) 2 。 0 ( l ) 0 。 5 ( 1 ) 0 。 5 ( 2 ) 1 。 0 ( 3 ) 2 。 0 ( 2 ) 空冷 ( 1 ) 水 却 ( 3 ) 缓冷 ( 1 ) 水冷 ( 3 ) 缓冷 (2 》 空冷 ( 3 ) 缓冷 ( 2 ) 空冷 ( 1 ) 水冷 on几ùU八甘n ōnU ù U 勺ù 050 叮斤才卜乙止n。U 。ó 8 、少了、, 、户、了、 、产. 、、J r 工,二2 臼, 勺口舀曰丹, 佗了、了、` 了.、 、 、 J `了厄 、 ( 1 ) 7 0 ( 2 ) CO ( 3 ) 4 0 ( l ) 7 0 ( 2 ) 6 0 ( 3 ) ` 0 ( 1 ) 7 0 ( 2 ) 6 0 ( 3 ) 4 0 ( 3 ) 8 5 0 实验条件 : 上重 四辊冷轧 机 。 原料 : 1 C 1r 3 , , 其成 分如下 : C 一 0 。 1 4 % , 5 1 一 0 . 5 1 % , M n 一 0 。 4 5 % , C r 一 1 2 。 3 8 % , S 一 0 。 0 1 % , P 一 0 。 0 2 2 % 。 厚度分别为1 . Om m , 1 . s m m , 2 。 。 m m , 轧 制成品 最终厚度 为0 。 6 m ln 。 其工艺 模拟 实 验 按表 2 给出的正 交参数 , 模拟现厂的 轧制 及退 火工艺 。 对上述实验方案所得 之薄板取样 , 进行拉伸试验 , 拉伸是在 M T S 一 80 9万能材料 拉 伸 试 验机和 B H B 一 8 0板 料双 向拉伸试验机上 进 行 , 并 按 G B 2 2 s 一 7 6 , G B g o 7 6 一 5 2 , G B 5 o 2 8 一 8 5 , G 5B 02 7 一 85 分别测量 薄板样品的 强度 极限 ` 、 , 屈 服极限` 。 , 加工 硬化指数 。 , 板材压延性 能 指标 : 二和 击 , 平面应变率 , . , 等双拉应变率 。 . ’ 和延伸率d % 。 选 n值 、 、 值 、 d r值及 d % 值
作为本实验的目标值。 2 实验结果及分析 2.1实验结果分析 将实验所得结果取其目标值，把每个因素所对应不同水平下得到的目标值相加，然后取 平均值得到正交实验结果分析表3。 表3正交实验结果分析 Table 3 The analysis of results for orthogonal test 变化规律 退火湿度 0s↑ gb↑ 0g/ob↑ nt rm △rt 8↓ e"↓ g.. 750℃ 30.47 57.90 0.5263 0.2341 1.60820.344626.53 22.1325.42 800℃ 31.07 58.51 0.5310 0.2329 1.61500.413625.1920.68 20.40 850℃ 32.28 58.97 0.5474 0.2320 1.49690.623525.10 16.36 11.43 变化规律总压下事 可慧 06↑ Gs/Ob rm △r g 40% 29.91 57.78 0.5175 0.2276 1.52500.390023.40 17,16 19.02 60% 32,44" 58.75 0.5522 0.2373 1.60770.2006°27.26*21.6921.50 70% 31.46 58,85 0.5346 0.2324 1.53630.791226.12 20,33 19,73 变化规律 保温时间 gw↑ Gb 0s/gb↑ nt rm △r 8” 0.5min 30.11 58.30 0.5163 0,2384 1.59710.494524.91 20.89 20.22 1.0min 31.40 58,74 0.5346 0.2312 1.54880.338426.09°21.47：17.02 2.0min 32.30 58.34 0.5535 0.2277 1.57410.548825.86 16.82 23.01 变化规律 冷却方式 o。 0s/ob↓ △r 8↑ e"↑ e"。 冷 缓冷 31.88 58.42 0.5456 0.2368 1.63300.434124.09 16.92 24.14 空冷 31.59 59.00* 0.5354 0,2390° 1.59020.4196*25.90 20.74 11.,63 度 水冷 30.34 57.97 0.5235 0.2215 1.49690.528026.84 21.52 18.98 表示增加的变化 ·代表最佳值 由表3可知：每个因素的目标值的平均值，在总压下率e:为60%时，除0。外其余各指标 均为最高值，退火温度在750℃时成型指标较好，冷却方式在空冷条件下其平均值有较好的 综合指标。从图1可以看出：随着冷轧总压下率的增加1C13钢的强度极限0。上升，总压下 率达到60%以后，强度极限0，增加缓慢，屈服极限0，则随总压下率的增加急剧增加，总压下 事达到60%以后则下降。其它如延伸率5，平面应变率·和等双拉应变率ε·，皆随总压下率 的增加变化规律基本相同，在总压下率为60%时，有一突变拐点，如图2所示。 随退火温度的升高其强度指标呈上升规律变化，而塑性指标则呈下降规律变化，即其(6、 0,和c,/σ，值随退火温度升高而升高，但在退火温度为750℃有最低点，在800℃时有突变拐 点，如图3所示。其6、8·和e·值皆随退火温度增加而下降，退火温度为750℃时有最高点， 在退火温度800℃时也有突变拐点，但突变值较小，如图4所示。 58
作为本实验的 目标值 。 2 实验结果及分析 2 。 1 实 软结果分析 将实验 所得结果 取其 目标值 , 把每个 因素所对应不 同水平下得到 的 目标值相加 , 然后取 平均 值得 到正 交实验结果分析表 3 。 表 3 正 交实 验结果 分析 T a b l e 3 T h e a n a l y s i s o f r e s u l t s f o r o r t h o g o n a l t e s t 变 化规律 退火温度 a . 宁 。 、 宁 口 。 / a b 个 n 备 r m △, 个 占 备 。 . 番 : 二 备 7 5 0℃ 8 0 0℃ 8 5 0℃ 3 0 。 4 7 3 1 。 0 7 3 2 . 2 8 5 7 。 9 0 5 8 。 5 1 5 8 。 9 7 0 。 5 2 6 3 0 。 5 3 10 0 。 5 4 7 4 0 。 2 3 4 1 0 。 2 3 2 9 0 。 2 3 2 0 1 。 6 0 8 2 1 . 6 1 5 0 ] 。 4 9 6 9 0 。 3 4 4 6 0 。 4 1 3 6 0 一 6 2 3 5 2 6 。 5 3 2 5 。 1 9 2 5 。 1 0 2 2 。 1 3 2 0 。 6 8 16 . 3 6 2 5 。 4 2 2 0 。 4 0 1 4 。 4 3 变化规律 总压下率 口 。 。 b 个 口 , /口 、 n , 。 △, 占 。 . 4 0 % 29 。 9 1 5 7 。 7 8 0 。 5 1 7 5 0 。 2 2 7 6 1 。 5 2 5 0 0 。 3 90 0 2 3 。 4 0 1 7 。 1 6 1 9 。 0 2 杏 6 0 % 32 . 4 4 . 5 8 。 75 。 。 5 5 2 2 · o 。 2 3 7 3 · i 。 6 0 7了· o 。 2 0。。 . 2 7 。 2 6 . 2 1 . 6 , . 2 2 。 5 0 . 7 0% 3 1 。 4 6 5 8 。 8 5 0 。 5 3 4 6 0 。 2 3 2 4 1 。 5 3 6 3 0 。 79 12 2 6 。 1 2 2 0 。 3 3 1 9 。 73 变化规律 保温时 间 口 。 个 a b a 。 / 。 b f r 二 △ r 占 e . 泞 . ` 0 。 s m i n 备 1 一 o m i n 2 。 o m i n 3 0 . 1 1 3 1 一 40 3 2 . 3 0 5 8 。 3 0 5 8 . 7 4 5 8 一 3 4 0 。 5 1 6 3 0 。 5 3 4 6 0 。 55 3 5 0 。 2 3 8 4 0 。 2 3 12 0 。 2 2 7 7 变化规律 冷却方 式 a 。 丢 a b a 。 / 口 b 备 咋 1 。 5 9 7 1 0 。 4 9 4 5 2 4 。 9 1 2 0 。 8 9 2 0 。 2 2 1 。 5 4 8 8 0 。 3 3 8 4 2 6 。 0 9 . 2 1 。 4 7 . 1 7 。 0 2 1 。 5 7 4 1 0 。 5 4 8 8 2 5 。 8 6 1 6 。 8 2 2 3 。 0 1 , 二 △ r 占个 。 , 全 e 二 3 1 。 8 8 3 1 。 5 9 3 0 。 3 4 5 8 。 4 2 5 9 。 0 0 . 5 7 . 9 7 0 。 5 4 5 6 0 。 5 3 5 4 0 一 5 23 5 0 。 2 3 6 8 0 。 2 3 9 0 . 0 。 2 2 1 5 1 。 6 3 3 0 0 。 4 3 4 1 2 4 。 0 9 1 。 5 9 0 2 0 。 4 1 9 6 . 2 5 。 9 0 1 一 4 9 6 9 0 . 5 2 8 0 2 6 . 8 4 1 6 一 9 2 2 0 一 74 2 1 。 5 2 2 4 。 14 . 1 1 。 6 3 1 8 。 9 8 冷速却度 , 表示增加 的变化 · 代表最 佳值 由表 3 可 知 : 每 个因素的 目标值的 平均 值 , 在 总压下率 , 二 为 60 % 时 , 除叮 。外其余各指标 均为最高值 , 退 火温度在 75 0 ℃ 时成型指标较好 , 冷 却方式在空 冷条件下 其平均值有较 好 的 综合指标 。 从图 1 可 以看出: 随着冷轧总压下 率的增加 I C r 13 钢 的强度极限 a 、 上升 , 总 压 下 率达到60 % 以后 , 强度极限 ` 。 增加缓慢 , 屈 服极限` 。 则 随总压下率的增加急剧 增加 , 总 压下 率达到 60 % 以后则下降 。 其它 如延伸率 J , 平 面应变率 。 ’ 和等双拉应变率 ` ’ ` , 皆随总压下 率 的增加变化规律基本相 同 , 在 总 压下率为60 % 时 , 有一突变拐 点 , 如图 2 所示 。 随退火温度的升高其强度指标呈上升规律变化 , 而塑性指标则呈下降规律变 化 , 即 其 , 。 、 a 二 和 , : / 。 。 值随退火 温度升高而 升高 , 但在退火温度 为 75 0 ℃ 有最低点 , 在 8 0 ℃ 时有突变拐 点 , 如图 3 所示 。 其 d 、 。 ’ 和 。 ` . 值 皆随退 火温度增加 而下降 , 退火温度为 750 ℃ 时有最高点 , 在 退火温度 8 0 ℃时也有突变拐点 , 但突变值较小 , 如图 4 所示 。 5母
30 30 330 600 70.58 25 25 320 590 310.56 N 310 9ya560 1.54 老 20 20 9 300 37) 0.52 0 15 ● 15 290L 0 60 0 30 40 5060 70 80 0.5 10 0 Eg,u 30 40 50 60 70 80 Eg, 图1总压下率对o、口b及g,/口b的影响 图2总压下率对延伸齐8平面应变” Fig.1 The influence of tolal reduction 及等双拉应变e·的影响 on a ob and ratio of e to ab Fig.2 The influence of to lal reduction on ,e(plane strain)and e. (strain of cquivalent double drawing) 330 16f00 10.58 30 320 '00.56 29 25 .. s 310 800.54 P 20 6 0/d 300 70 10.52 15 15 290 0.50 10 750 800 80875 10 725750 800 850875 Annealing temperature Annealing temperature /C 图3退火温度对og、gb及0a/口b的影响 图4退火温度对延伸串8%平面应变e· Fig.3 The influence of annealing 及等双拉应变e·的影响 temperatare on oa,ob and ob/ob Fig.4 The iaflueace of annealing temperature on 8%eand e. 2.2基本成型性指标的综合加权分析 为了更加清楚说明工艺参数对其成型性的影响，选择基本成型性能指标n、r、Ar及6为 实验目标值，采用棕合加权评分方法进行综合评分，即： y,=b1×1+b2xi2+…+b,x,i 式中y:一综合加权评分值；x:;一实验目标值： i,j一实验号及目标值列号；b,一加权系数。 所得综合评分值y,愈大，则成型性愈好。由极差分析求得各因素的极差Rk,即： Rx=max(S.k1 S.k2 S.k3)-min(S.k:S.k2 S.x3) 式中：S。k1,S,k2S。3分别为各因素水平的综合评分和的平均值。 59
月创叫勺别, 礴 诩别现别60 J| , 尸 多3 0 多2 0 *勺 ; 1 0 多0 0 2 9 0 又知产{ `」 _ } } O } O i 0 。 5 8 0 . 多6 己令 〔] . 朽自 0 . 乡2 …{ ! 尸升沐 l { 洲 , 尸 一 , . . O . 月 . 一 二 、 . *匆 D。洛勺 甲压庄 · 三讨 60 多 。。 0 4 0 , 0 几 7 0 8 0 0 . 乡 几 甲 , , 图 i 总压 下率对口 . 、 叮 b 及d . / 口 、 的影 响 F 宜g , i T 五e i n f l u e n e e o f t o l a l r e d u e t i o n o n a 。 a 七 a n d r a t i o o f a 。 t o a 卜 图2 总压下率对 延伸齐 占平面应变 君. 及 等双拉应变 e 二 的影 响 F 1 9 . 2 T h e i n f l u e n e e o f t o l a l r e d u e t i o n o n 占 , 。 ’ ( P l a n e s t r a i n ) a n d 。 二 ( 5 t r a i n o f e q u i v a l e n t d o u b l e d r a w i n g ) 臼又了 f , ,一 力 :乡6 , 日门ù . 1 , esjl J ,二J一ù 乙{〕f〕 叭 叨 } 3 8 、 ù ǎ日à自ù 5 龙夕多 ù今` 刊三日· 月 3 1 。 公 , ) 乏亏〔} 并 2 0 飞 一, 门é ù乡 ē乙 袄 叭 叮\ 弋 匕。 口护 一 多 l 0 0 .少 7 L〕 . , 斗 日 . 多2 1 5 2 9 0 了多〔」 S U{ J S 勺0 A n 一飞e a l i n g t e “ l p e r a t uj r e 0 . 5 0 1 O . . . . . . . . ~ ` _ J } _ . 、 _ _ 、 、 一 抽二、 扩 、 冬 . .卜 】0 州司川I esJ J 圈 3 退火益度 对 J 。 、 丁 b及口 。 加 b的影响 F i g 一 5 T h e i n f l u e n C e o f a n n e a l i n g t e nt P e r a t n r e o 几 a : , a b a n d a b / 口 b 7 2 5 7 5 0 8 0 0 8 , D 8 7 乡 A n n e a l i n g 孟 e叩 e r a t u r e / ℃ 图 4 退火温度对 延伸率占% 平面应变 。 ` 及 等双拉应变 e 二 的影 响 F 19 . 4 T h e i n f l u e n e e o f a瓜 n e a l i n g t e m P e r a r u r e o n 占% , e ’ a n d e ’ ` f 一 1 z 护 2 。 2 基 本成型 性 指标 的绘合加 权分析 为了更加 清楚 说明工艺 参 数对其成型性的影响 , 选择基 本成 型性能指标 n 、 : 、 实验 目标值 , 采 用综 合加权评 分方法 进行综合评 分 , 即 : 」r 及 d 为 夕 。 = b , “ , , + b : 二 牙 : + … … 十 b , x 式中夕 ` 一 综合加 权评分值 ; 二 ` ,一实验 目标值 , ` , j 一实验 号及 目标 值列号; b ` 一加权系数 。 所 得综合 评分值 y ` 愈大 , 则 成型性愈 好 。 由极差分析求得 各 因素的极差 R 、 , 即 : 刀 k = 式中 : s . k : , 5 . 、 : s . k : 。 a x {s . k : S : k : S 。 k 3 } 一 m i n ( s . k : S 。 k : 5 . 、 3 } 分别为各 因素水平的综合评分和的平均值 。 59
极差R,值愈大，说明该因素对实验结果的影响愈大，此因素即为主要因素。 由各因素中y值总和最大值来确定各因素的较优组合。计算结果给出了较优水平组合方 案，即：冷轧总压下率为0%，退火温度为750℃，保温时间0.5mi,冷却分式为空冷。由 极差值表明轧制工艺参数中冷轧总压下率对成形性影响最大，其次是退火温度、冷却方式和 保温时间。 两种不同的分析得到了一致的结论。 3机理分析 1Cr13钢基本属于铁素体或半马氏体钢，作为低碳高合金钢种，它的屈服强度较高，而 延展性较差，把它作为成型冲压用材料是基于经济，它可取代一定场合下使用的18-8型不锈 钢。 实验中所用1C13不锈钢含碳量控制在0.15%以下。低的含碳量会使强度下降、延展性提 高，并影响热处理后的珠光体或马氏体含量，碳含量愈低得到的珠光体或马氏体愈少，使塑 性提高，成形性提高。但对1Cr13钢由于耐蚀要求需要高的合金含量以及较高的碳含量，若 要采用高的退火温度再加上冷轧总压下率较高带来的A。1点的降低，则会形成较多的奥氏体。 使固溶碳量增加，残留在奥氏体中的未溶碳化物减少，使珠光体球化程度不高；另一方面薄 板实际冷却速度较快，易形成马氏体组织，这种含少量马氏体组织和碳化物的钢强化能力提 高，但塑性降低，成型极限下降，均匀分布的少量珠光体和铁素体组织具有较好的成形极限。 因此，1C13钢采用适中的冷轧总压下率，使用较低退火温度(750℃左右)，然后空冷可以 得到较好的成型性能。 由极图图5看冷轧对1C13薄板织构的变化，在60%总压下率的条件下织构中{111}类组 分增加，主要有{112}+{111}+{111}，而在，总压下率为40%和70% 条件下不利织构组分增多，主要有{100}，{100}和{110》。由有 利织构因子R值来看，在总压下率为60%时的R值为1.641是最大值。当总压下率低于60%时r 值总压下幸增加，有利织构因子R值增加，即{111}或织构增强影当总压下率大于60% 时，由于织构强度增加R值减小。从织构的漫散来看，希望形变织构的漫散较大，这样 有利于退火织构111}组分的增加和100}组分尽可能的少，故在60%总压下率条件下r(R) 值取得最大值。 由极图6可知；在冷轧总压下率相同条件下，不同退火温度(750℃，800℃，850℃) 时，在800℃时强区面积明显大于其它二种温度，三种温度下的有利织构组成都是111} ,其中800℃退火极强度最高，同时还增加了强度大约为0.52的112}组分 的有利织构，不利织构的组分皆为{100}，有利织构因子R最大，退火温度为750℃ 时R值次之。因此，对1C13钢来说，以60%总压下率，退火温度为800℃可以得到高的r 值（或R值)，但高温退火影响值及塑性指标，总体来看，冷轧总压下率基本可以决定材 料的有利织构类型，随后的退火只是使其强度（数量）发生变化，但同时，也使不利织构的类 型和强度发生变化，两者的共同交互作用使1Cr13薄板的成形能力（极限）发生变化，对于 压延成型用薄板，不仅要求有高值，同时还要求有高的n值，这是因为轧制时多晶体的择优 取向会产生形变强化，随退火温度的降低可以消除其双拉区内出现的峰值，成型安全区扩 60
极差左k值愈夫 , 说明该因素对实验结果的影响愈夫 , 此 因素即为 主要 因素 。 由各因素中y 值 总和 最大值来确 定各 因素 的较 优组合 。 计算结果 给出 了较优水平 组合 方 案 , 即 : 冷轧 总压下率 为 6 0 % , 退火温度为 7 50 ℃ , 保 温时 间。 . s o in , 冷却分 式为空冷 。 由 极差值表 明轧制工 艺参数 中冷轧总压下率对成形性影响 最大 , 其次是退火温度 、 冷 却方 式和 保温时 间 。 两种不 同的分析得到了 一致的结论 。 3 机 理 分 析 1 C r 13 钢基本属于铁素体或半马 氏体钢 , 作 为低碳高合金钢 种 , 它 的屈服强度较高 , 而 延 展性较差 , 把它作为成 型 冲压用材料 是基于经济 , 它 可取 代一定场 合下使 用的 1 8 一 8 型不 锈 钢 。 实验 中所用 1Cr 13 不锈 钢 含碳量控制在 0 . 15 % 以下 。 低 的含碳量会使强度下 降 、 延展性提 高 , 并影响热处理后的珠光 体或马 氏体含量 , 碳含量愈低得到 的珠光 体或马 氏体愈少 , 使塑 性提高 , 成形性提高 。 但对 1 C r l3 钢 由于耐蚀 要求需要高的合金含 量以及较高的碳 含量 , 若 要采 用高的退火温度再加上冷轧总压下率较高带来 的 A 。 , 点的 降低 , 则会形成较多 的奥 氏 体 。 使 固溶碳量增加 , 残留在奥 氏体中的未溶碳化 物减少 , 使珠 光体球 化程度不高 ; 另一方面薄 板实际冷却速度较快 , 易形成马 氏体组织 , 这种含少量马 氏体组织和碳化物的 钢强 化能 力提 高 , 但塑 性降低 , 成型极限下降 , 均匀 分布的 少量珠光 体和 铁素体组织 具有较好的成形极限 。 因此 , I C r1 3钢采 用适中的 冷轧总压下率 , 使 用较低退火温度 ( 7 5。℃ 左右 ) , 然 后空冷 可 以 得 到较好的 成型性能 。 由极图 图 5 看冷轧 对I C r 13 薄板 织构 的变化 , 在 60 % 总压下率的 条件下织 构中 { 1 1 1 }类组 分增加 , 主要有弋1 1 2 } + { 1 1 1 } , 而在总压 下率为 4 0 % 和7 0 % 条 件 下 不 利 织 构 组 分 增多 , 主要有 { 1 0 0 } , { 10 0 } 和 { 1 1 0 } ( 1 1 2 > 。 由有 利织构 因子 R 值来看 ,在 总压下率为 60 肠时的 R值 为 1 。 6 41 是最 大值 。 当总压下率低于60 % 时 r 值总压下率增加 , 有利织 构 因子 R 值增加 , 即 { 1 1 1} 或 织 构增强 ; 当总压 下率大 于 60 写 时 , 由于 织构 强度增加 R值减小 。 从织构的漫散 来看 , 希望形变织 构的 漫散较大 , 这样 有利于退火织 构 { 1 1 1} 组分的 增加和 { 1 0 }组分尽可能的 少 , 故 在 60 % 总压下 率条件下 r ( R ) 值取得 最大值 。 由极图 6 可知 , 在 冷轧 总 压下率相 同条件下 , 不 同退火温 度 ( 7 5 0 ℃ , 8 0 ℃ , 8 50 ℃ ) 时 , 在 8 0 ℃ 时强区 面积明显大于其它二种 温度 , 三种温度下 的有 利 织 构 组 成 都 是 { 1 1 1 } , 其中8 0 ℃ 退火极强 度最高 , 同时还增加 了强度大约 为。 。 52 的 { 1 1 2} 组 分 的有利织构 , 不利织构的 组 分皆为 谧1 0 } , 有利 织构 因子 R 最大 , 退火温 度 为 7 50 ℃ 时 R值 次之 。 因此 , 对 1 C r 13 钢 来说 , 以 60 写总压 下率 , 退火温度为 8 0 ℃可以 得 到 高 的 r 值 ( 或 R值 ) , 但高温 退 火影响 。 值及塑性指标 , 总体来看 , 冷轧总压 下 率基本可 以决 定 材 料的有利织 构 类型 , 随后的 退火只是使其强度 ( 数量 ) 发生变化 , 但同时 , 也使不利织构的 类 型和强度发生变化 , 两者的 共同交互作用使 I C r 13 薄板的成形能力 ( 极限 ) 发 生变化 , 对 于 压延成型 用 薄板 , 不 仅要求 有 高 : 值 , 同时还要求有高的 。值 , 这是因为轧 制时 多晶 体的 择优 取向会产 生形变强化 , 随退 火温度的降低可以消除其双拉区 内出现 的峰值 , 成型 安 全 区 扩
4--(1,1,0)Pole figure 6--1,1,U)Pole figure 7-、1,i,0)Fole ficure RD RO 图5不同总压下率条件下的形变朝构试样极图(4~总压下单40方，6-总压下率60%，7-总压下率70%) Fig.5 Pole figure of test sample of deformation texture under diffcrent total raduction 26--(1,1,0)Pule figure 56-1,1,U》Pu1心iyu1u 23-,1,1,0'11e1c·: 图6不同退火温度和60%冷轧总压下率条件下形变织构试样极图(26-退火温度750℃， 56-退火温度800℃，86-退火温度850℃) Fig.6 Pole Figure of test sample of deformation texture under different heat treaed temperatures and cold-rolled to tal reduction 60% 大，故采用较低温度退火，快速冷却的工艺制度是合理的。 4结 论 (1)冷轧总压下率、退火温度对基本成型性能指标0，/06,6%，，r,4r,e,e··有显 著的影响。 (2)采用60%冷轧总压下率，退火温度为750℃，保温时间1min或0,5min,空冷工艺生 产1C13钢薄板，具有较高成型性能指标，适用于压延成型。 参考文献 1太原钢铁公司编译。不锈钢资料手册。太原钢铁公司科质处情报科1985(9) 61
夺一 日二 I J。 工c 于二9 日 r e 6 1 , 。 ; P o l e f : , 。 : 。 0 ) 「 ,。 l e f : 弓u r 。 尸, 夕了 -. 产 1 、 l 、 . 、 .气、 1 1 图 5 不 同总压 下 率条件下的 形变织构试样极图 ( 4一 总压 下率初 扬 , F 19 . 5 P o l e f i g u r e o f t e s t s a m P l e o f d e f o r m a t i o 江 r a d u e t 呈o n 6一 总压 下率 60 沁 , 7 一 总压下率 7。 % ) t e x t u r e u n d e r d i f f e r e n r t o t a l : 6 一 ( 1 , j , 。 ) 卜。 1 。 丁 一 : , u : e 只 l) 5 6一 之1 , 1 , 日) 尸 。 工。 f 土 公U l 。 几口 乞〕乙一 , L〕 沁 f J 毕 才厂`` 下卜卜、 、、 1 1 少, 记J \ 图 6 不同退火温度和 60 %冷轧总压 下率条件下 形变织构试 样极 图 ( 2 6一 退火 温度 75 0℃ , 5 6一退火温度 5 0 0℃ , 5 6一 退火 温度 5 5 0℃ ) F 19 . 右 p o l e F i g u r e o f t e s t s a 扭 P l e o f d e f o r 口 a t i o n t e x t u r o u n d e r d i f f e r e n r h e a r t r e a e d t e m P e r a t u r e s a n d c o l d 一 r o l l e d t o t a l r e d u e t i o n 6 0 % 沪尸 大 , 故采用较低温度退火 , 快速冷却的工艺制 度是合理的 。 4 结 论 ( 1) 冷轧总压下率 、 退火温度对基本成型性能指标a . / , 。 , d % , : , r , J : , 。 , , 。 “ 有 显 著的影响 。 ( 2) 采 用 60 % 冷轧总压下率 , 退 火温度为 7 50 ℃ , 保温时 间 1 m in 或0 . s m i n , 空冷工艺生 产 1 rC 13 钢薄板 , 具有较高成型性能指标 , 适 用于压延 成型 。 参 考 文 献 1 太原钢铁公 司编译 。 不锈钢资料手 册 。 太 原钢铁公 司科 质 处情报科1 9 8 5 ( 9 ) 6 1
2王先进等。薄板深加工研究论文集。第4集，北京：北京科技大学压加系1989(1) 3李伟。硕士论文，北京科技大学，1989 4山口克彦，塑性上加工，1986,27：151 5 Suzuki K,and Asami S.Journal of Mechnical Working Technology 1983,7 CCCC◇CCOO◇coccocc0c000 cccco000000OOO0OpO 南钢15t复吹转炉新工艺一熔池 中元素氧化规律的研究 本专题为南钢15t复吹转炉新工艺的一部分，本专题1986年首先应用南钢生铁，在100kg 复吹感应炉中进行热模拟试验，得到了复吹条件下的元素氧化规律，在此基础上，在南钢15t 复吹转炉中使用吊桶取样装置，于3次工业试验中取出45炉钢渣过程样，研究了215炉治炼过 程，得到了使用环缝式及小巢管式供气制度下的元素氧化规律及造渣规律，并提出了合理的 工艺制度。 本专题确定了：1)小型复吹转炉炼钢过程中C、Si、M·、P、的氧化顺序，2)采用 复吹后，改善了动力学条件，使Si、Mn提前1min氧化完毕，C-0反应也提前，缩短了 整个吹炼时间；？)复吹大大改善了脱磷、脱硫和脱氨的条件，确定了氯氩切换时间，可生 产比顶吹质量高的的钢，4)采用复吹后，渣中总铁量降低约3%左右，钢铁料消耗明显下 降；5)复吹转炉的成渣机理与纯氧顶吹转炉相比没有发现明显差别，但是复吹转炉由于熔 池搅拌条件好，有利于成渣过程，尤其吹炼前期石灰熔解快，成渣早，6)根据南钢的复吹 操作条件，提出了合理的操作制度。 本专题为制定合理的工艺操作制度提供了理论依据，并对确定复吹新工艺有重要作用， 并为计算机控制提供了重要的资料。 62
2 王先进等 . 薄板深加工研 究论文 集 。 第 4 集 , 3 李 伟 。 硕士论文 , 北京科 技大学 , 1 9 8 9 4 山 口 克彦 . 塑性 七加工 , 1 9 8 6 , 2 7 : 1 5 1 5 S u z u k i K , a n d A s a m i S 。 J o u r n a l o f 1 9 8 3 , 7 北京 : 北京科技大学压加系 19 5 9 ( 1 ) M e e h n i e a l W o r k i n g T e e h n o l o g y 尸、 尸门、 尹映 、 声内 尸、 声门、 尸、 产 . 、 产户、 尸、 ` 产汽 、 产 、 尸、 产 , 、 尹, 、 产 气 、 尸、 、 尸、 尹. 、 沪户、 `户、 尸 , ` 尹内、 尸 、 . 尸、 尹口、 产、 尸、 尸、 、 尹. 、 尹气 . 尸、 J产 、 尹内、 沪户 、 产、 尸、 尸、 尸. 、 j 产, 、 、 曰 、 目产 、 洲 、、 护 、 口户 、 、 护 、 侧尹 、 2 、 .尹 , 、 护 、 加产 、 副 、 口子 、 口尹 、 、 护 、 翻 、 护 、 洲 、 尹 、 如洲 、 如沪 、 . 沪 、 、 尹 、 尹 、 J 、 产 、 尹 、 洲 ,叼 产 、 . 产 、、 洲 、 J 矛 、 洲 、 . 沪 、 2 、 曰口 、 创 口 、 . 沪 , 、 尹 、 . 护 南钢1 5t 复吹转炉新工艺一熔池 中元素氧化规律的研究 本专题为 南钢15 t 复吹转炉新工艺 的一部分 , 本专题 1 9 8 6年首先应用南钢 生铁 , 在 1 0 k0 g 复吹 感应炉 中进行热模拟试验 , 得到 了 复吹条件下的元素氧化规律 , 在此基础上 , 在 南 钢 1 5t 复吹转炉 中使用 吊桶 取样装置 , 于 3 次工业试验中取出45 炉钢渣过程样 , 研究了 21 5炉冶炼过 程 , 得到了使用环缝式及小集管式供气制度下的元素氧化规律及造渣规律 , 井提 出了 合理的 工艺制度 。 本专题确定了 : 1 ) 小型复吹转护炼钢过程中C 、 iS 、 M 。 、 P 、 的氧化顺序 , 2 ) 采 用 复吹后 , 改善了动力学条件 , 使iS 、 M n 提前 1 m in 氧化 完 毕 , C 一 o 反 应 也 提前 , 缩 短 了 整 个吹炼时间; 3 ) 复吹大大改善 了脱磷 、 脱硫和脱氮的 条件 , 确 定了氮 氢切换时间 , 可生 产比顶吹质量高的 的钢; 4 ) 采 用复吹后 , 渣 中总铁量降低约 3 % 左右 , 钢铁料消耗明显下 降 ; 5 ) 复吹转炉的成渣机理与纯氧顶吹转炉相比没有发 现明显差别 , 但是复吹转炉 由于熔 池搅拌条件好 , 有利于 成渣过程 , 尤其吹 炼前期 石灰熔解快 , 成渣早 ; 6 ) 根据南钢的复吹 操作条件 , 提出了合理的操作制度 。 本专题为制定合理的工艺操作制度提供了 理论依据 , 并对确定复吹新工艺有重 要作用 , 并为计算机控制提供了重 要的资料
