基于组织均匀性的690合金管冷轧及退火工艺优化

D0I:10.13374.issn1001-053x.2012.04.005 第34卷第4期 北京科技大学学报 Vol.34 No.4 2012年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2012 基于组织均匀性的690合金管冷轧及退火工艺优化 杨 亮四董建新何智勇张麦仓 北京科技大学材料科学与工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:yangliangl983@163.com 摘要针对国产690合金成品管晶粒组织均匀性控制差的问题，引入不均匀因子Z评定组织均匀性，设计单、双道次冷轧 和退火实验.实验结果表明：690合金荒管经变形量50%的单道次冷轧，在1100℃下保温5min的中间退火处理后晶粒组织 最均匀；荒管经一二道次变形量依次为50%、70%的双道次冷轧，两道冷轧工序之间采用1100℃保温时间5m的中间退火， 最后在1060℃下保温5min或者1100℃保温3min进行固溶处理获得的组织均匀性最好. 关键词镍基合金；无缝钢管：冷轧：退火：显微组织 分类号TG335.7 Optimization design of cold rolling and annealing processes for 690 alloy tubes based on microstructure uniformity YANG Liang,DONG Jian-xin,HE Zhi-yong,ZHANG Mai-eang School of Materials Science and Engineering.University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:yangliang1983@163.com ABSTRACT Single and double-pass cold rolling and annealing tests were carried out aiming at the poor control of grain size uniformi- ty for 690 alloy tubes in China.A heterogeneous factor Z was introduced to evaluate the uniformity of microstructures.The results show that the grain size is most homogeneous in 690 alloy pierced billets by single-pass cold rolling with a deformation of 50%and annealing at 1 100 C for a holding time of 5 min.The best uniform grain size distribution can be obtained by the first pass cold rolling with a de- formation of 50%,the second pass cold rolling with a deformation of 70%,and annealing at 1 100 C for a holding time of 5 min be- tween the two cold rolled processes,followed by solution heat treatment at 1060 C for 5 min or 1 100 C for 3 min. KEY WORDS nickel base alloys:seamless tubes:cold rolling:annealing:microstructure 压水堆核电站蒸汽发生器传热管用材大多采用 生器管束的镍-铬-铁合金(NC30Fe)无缝管》技术 690合金无缝管，该合金是在600合金基础上发展 文件，690合金成品管的显微组织晶粒大小指数应 的一种铬质量分数高达30%的奥氏体型镍基耐蚀 介于5级和9级之间，也就是对应晶粒尺寸为14.1~ 合金.它不仅在含氯化物溶液或氢氧化钠溶液中具 56.6um.国内目前试生产的690合金管可以很好 有比600,800和304不锈钢等更优异的抗应力腐蚀 地把晶粒尺寸控制在该范围，但有些合金管还是达 开裂能力，而且具有高的强度、良好的治金稳定性和 不到腐蚀性能要求，主要就是690合金管的组织均 优良的加工特性-.国内外对于690合金的组织 匀性控制差，这直接造成了合金内部不同部位的电 与耐蚀性能关系已有大量研究报道-)，但是对于 极电位差异，有可能加重合金在服役高温水介质腐 690合金的加工工艺，尤其是冷加工及退火与组织 蚀中的晶间腐蚀及应力腐蚀.如果荒管和一道次冷 的关系报道较少圆，而冷加工及后续固溶退火热处 轧退火后的组织均匀性差，将直接导致下一道次的 理直接决定了成品管的组织状态，从而决定了管材 变形不均匀，从而使得组织不均得以遗传加重.因 使用性能.根据法国的《M4105用于压水堆蒸汽发 此，如何控制好690合金的组织均匀性是一个亟待 收稿日期：20110304 基金项目：国家自然科学基金重点资助项目(50831008)：国家高技术研究发展计划资助项目(2008AA031703)

第 34 卷 第 4 期 2012 年 4 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 No． 4 Apr． 2012 基于组织均匀性的 690 合金管冷轧及退火工艺优化 杨 亮 董建新 何智勇 张麦仓 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: yangliang1983@ 163． com 摘 要 针对国产 690 合金成品管晶粒组织均匀性控制差的问题，引入不均匀因子 Z 评定组织均匀性，设计单、双道次冷轧 和退火实验． 实验结果表明: 690 合金荒管经变形量 50% 的单道次冷轧，在 1 100 ℃ 下保温 5 min 的中间退火处理后晶粒组织 最均匀; 荒管经一二道次变形量依次为 50% 、70% 的双道次冷轧，两道冷轧工序之间采用 1 100 ℃保温时间 5 min 的中间退火， 最后在 1 060 ℃下保温 5 min 或者 1 100 ℃保温 3 min 进行固溶处理获得的组织均匀性最好． 关键词 镍基合金; 无缝钢管; 冷轧; 退火; 显微组织 分类号 TG335. 7 Optimization design of cold rolling and annealing processes for 690 alloy tubes based on microstructure uniformity YANG Liang ，DONG Jian-xin，HE Zhi-yong，ZHANG Mai-cang School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: yangliang1983@ 163． com ABSTRACT Single and double-pass cold rolling and annealing tests were carried out aiming at the poor control of grain size uniformi￾ty for 690 alloy tubes in China． A heterogeneous factor Z was introduced to evaluate the uniformity of microstructures． The results show that the grain size is most homogeneous in 690 alloy pierced billets by single-pass cold rolling with a deformation of 50% and annealing at 1 100 ℃ for a holding time of 5 min． The best uniform grain size distribution can be obtained by the first pass cold rolling with a de￾formation of 50% ，the second pass cold rolling with a deformation of 70% ，and annealing at 1 100 ℃ for a holding time of 5 min be￾tween the two cold rolled processes，followed by solution heat treatment at 1 060 ℃ for 5 min or 1 100 ℃ for 3 min． KEY WORDS nickel base alloys; seamless tubes; cold rolling; annealing; microstructure 收稿日期: 2011--03--04 基金项目: 国家自然科学基金重点资助项目( 50831008) ; 国家高技术研究发展计划资助项目( 2008AA031703) 压水堆核电站蒸汽发生器传热管用材大多采用 690 合金无缝管，该合金是在 600 合金基础上发展 的一种铬质量分数高达 30% 的奥氏体型镍基耐蚀 合金． 它不仅在含氯化物溶液或氢氧化钠溶液中具 有比 600、800 和 304 不锈钢等更优异的抗应力腐蚀 开裂能力，而且具有高的强度、良好的冶金稳定性和 优良的加工特性［1--2］． 国内外对于 690 合金的组织 与耐蚀性能关系已有大量研究报道［3--7］，但是对于 690 合金的加工工艺，尤其是冷加工及退火与组织 的关系报道较少［8］，而冷加工及后续固溶退火热处 理直接决定了成品管的组织状态，从而决定了管材 使用性能． 根据法国的《M4105 用于压水堆蒸汽发 生器管束的镍--铬--铁合金( NC30Fe) 无缝管》技术 文件，690 合金成品管的显微组织晶粒大小指数应 介于5 级和9 级之间，也就是对应晶粒尺寸为 14. 1 ～ 56. 6 μm． 国内目前试生产的 690 合金管可以很好 地把晶粒尺寸控制在该范围，但有些合金管还是达 不到腐蚀性能要求，主要就是 690 合金管的组织均 匀性控制差，这直接造成了合金内部不同部位的电 极电位差异，有可能加重合金在服役高温水介质腐 蚀中的晶间腐蚀及应力腐蚀． 如果荒管和一道次冷 轧退火后的组织均匀性差，将直接导致下一道次的 变形不均匀，从而使得组织不均得以遗传加重． 因 此，如何控制好 690 合金的组织均匀性是一个亟待 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.04.005

第4期 杨亮等：基于组织均匀性的690合金管冷轧及退火工艺优化 411· 解决的难题 示.实验材料为如图2(a)所示的热挤压荒管，尺寸 在晶粒不均匀性评价方法的探索中，文献9] 为Φ76mm×7.40mm,按照图2(b)示意方式沿纵向 提出用最大晶粒的尺寸(D)和分布概率最高的晶 圆心角30°切取合金管壁的板条状试样，在二辊轧 粒尺寸(D)的比值D/D.来衡量组织均匀性，并 机进行冷轧实验，荒管的具体化学成分如表1所示 定义不均匀因子Z=DID,获得了良好的效果. 金相试样的晶粒度侵蚀剂为2.5gKMn04+10mL 本文针对690合金无缝直管的冷轧和退火工序，设 H2S0,+90mLH20,将试样进行机械研磨、机械抛 计了690合金荒管单、双道次冷轧再结晶退火实验， 光后在该溶液中煮20~35min,然后放入10%~ 测量退火再结晶后的所有晶粒尺寸，从而获得晶粒 12%乙二酸饱和水溶液浸泡，采用超声波去除试样 尺寸的概率分布，采用Z=D/D,来衡量不同的冷 表面的污染物，利用光学显微镜观察管材横截面的 轧及退火工艺组合所得的组织均匀性，通过组织均 金相组织形貌 匀性来反馈调节冷轧退火工艺参数，以得到最佳的 表1实验用690合金管的化学成分（质量分数） 工艺参数组合 Table 1 Chemical composition of 690 alloy tubes used in the test 1 实验材料及方案 Mn Si r Fe Ti Ni 0.0180.050.0829.699.25 0.090.25Bal. 690合金无缝直管的冷轧和退火工序如图1所 热挤压荒管 中间退火 固溶处理 成品直管 ① 图1690合金成品尺寸直管的生产流程图 Fig.1 Flow chart for producing 690 alloy finished tubes 图2实验用690合金荒管.(a)实物：(b)取样方式 Fig.2 690 alloy pierced billet used in the experiment:(a)pierced billet:(b)sampling 1.1单道次冷轧及中间退火实验方案 假设的三个因素相互独立影响组织的均匀性，则采 对成品管材显微组织均匀性有影响的因素主要 用标准的正交表L。(3),共进行九组实验.通过衡 有轧制变形量、退火加热温度和保温时间.由于影 量不均匀因子指标，可以确定哪个因素对组织的均 响因素众多，而每个影响因素的取值也是多种多样， 匀性影响最大，各个因素取什么水平可以使不均匀 因此借助正交试验设计方法.在正交试验中，指标 因子最小，即组织均匀性最好，并可以展开这九组实 确定为不均匀因子Z,该值越小代表组织均匀性越 验以外的更优的工艺组合. 好.对组织均匀性有影响的因素共三种，依据工厂 1.2双道次冷轧及固溶处理实验方案 实际生产工艺，将每一种因素取三个水平，其中轧制 实验用的热挤压荒管壁厚约7.40mm,而最终 变形量的三个水平分别是30%、50%和70%，加热 的成品管壁厚尺寸是1.09mm,也就是两道冷轧变 温度的三个水平是1060、1080和1100℃，保温时间 形的一头一尾的尺寸是定值，中间两道的总变形量 的三个水平是3、5和10min,按照正交试验的思想， 受限于该尺寸要求.结合单道次冷轧研究成果，具

第 4 期 杨 亮等: 基于组织均匀性的 690 合金管冷轧及退火工艺优化 解决的难题． 在晶粒不均匀性评价方法的探索中，文献［9］ 提出用最大晶粒的尺寸( Dmax ) 和分布概率最高的晶 粒尺寸( Dk ) 的比值 Dmax /Dk来衡量组织均匀性，并 定义不均匀因子 Z = Dmax /Dk，获得了良好的效果． 本文针对 690 合金无缝直管的冷轧和退火工序，设 计了 690 合金荒管单、双道次冷轧再结晶退火实验， 测量退火再结晶后的所有晶粒尺寸，从而获得晶粒 尺寸的概率分布，采用 Z = Dmax /Dk来衡量不同的冷 轧及退火工艺组合所得的组织均匀性，通过组织均 匀性来反馈调节冷轧退火工艺参数，以得到最佳的 工艺参数组合． 1 实验材料及方案 690 合金无缝直管的冷轧和退火工序如图 1 所 示． 实验材料为如图 2( a) 所示的热挤压荒管，尺寸 为 76 mm × 7. 40 mm，按照图 2( b) 示意方式沿纵向 圆心角 30°切取合金管壁的板条状试样，在二辊轧 机进行冷轧实验，荒管的具体化学成分如表 1 所示． 金相试样的晶粒度侵蚀剂为 2. 5 g KMnO4 + 10 mL H2 SO4 + 90 mL H2 O，将试样进行机械研磨、机械抛 光后在该溶液中煮 20 ～ 35 min，然后放入 10% ～ 12% 乙二酸饱和水溶液浸泡，采用超声波去除试样 表面的污染物，利用光学显微镜观察管材横截面的 金相组织形貌． 表 1 实验用 690 合金管的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of 690 alloy tubes used in the test % C Mn Si Cr Fe Al Ti Ni 0. 018 0. 05 0. 08 29. 69 9. 25 0. 09 0. 25 Bal． 图 1 690 合金成品尺寸直管的生产流程图 Fig． 1 Flow chart for producing 690 alloy finished tubes 图 2 实验用 690 合金荒管． ( a) 实物; ( b) 取样方式 Fig． 2 690 alloy pierced billet used in the experiment: ( a) pierced billet; ( b) sampling 1. 1 单道次冷轧及中间退火实验方案 对成品管材显微组织均匀性有影响的因素主要 有轧制变形量、退火加热温度和保温时间． 由于影 响因素众多，而每个影响因素的取值也是多种多样， 因此借助正交试验设计方法． 在正交试验中，指标 确定为不均匀因子 Z，该值越小代表组织均匀性越 好． 对组织均匀性有影响的因素共三种，依据工厂 实际生产工艺，将每一种因素取三个水平，其中轧制 变形量的三个水平分别是 30% 、50% 和 70% ，加热 温度的三个水平是1060、1080 和1100 ℃，保温时间 的三个水平是 3、5 和 10 min，按照正交试验的思想， 假设的三个因素相互独立影响组织的均匀性，则采 用标准的正交表 L9 ( 33 ) ，共进行九组实验． 通过衡 量不均匀因子指标，可以确定哪个因素对组织的均 匀性影响最大，各个因素取什么水平可以使不均匀 因子最小，即组织均匀性最好，并可以展开这九组实 验以外的更优的工艺组合． 1. 2 双道次冷轧及固溶处理实验方案 实验用的热挤压荒管壁厚约 7. 40 mm，而最终 的成品管壁厚尺寸是 1. 09 mm，也就是两道冷轧变 形的一头一尾的尺寸是定值，中间两道的总变形量 受限于该尺寸要求． 结合单道次冷轧研究成果，具 ·411·

·412 北京科技大学学报 第34卷 体的实验方案设计有三组冷轧变形量组合，第一道 统计数据. 次冷轧变形量和第二道次冷轧变形量的配比分别是 以表2中的截取长度上限值为横坐标，相应的 30%+78%、50%+70%和70%+50%；单道次冷 体积分数为纵坐标作图，得到荒管的晶粒尺寸分布 轧后中间退火是在1100℃下保温5min;第二道次 图，如图4所示.50~60m为分布尺寸最多的晶 冷轧后固溶处理分别是在1060℃下保温3、5和10 粒，其中纵坐标值最大的即为分布概率最大的晶粒 min,在1100℃下保温3、5和10min 尺寸，通过原始测量数据取平均得D=53.40μm; 晶粒尺寸为170~200μm的看成是最大晶粒，同理 2组织均匀性研究方法 算得Dm=183.75μm,于是Z=3.44. 要想通过组织均匀性的研究来调控冷轧工艺和 3实验结果与讨论 退火工艺，不能只是笼统地定性分析，需要简洁、精 确的指标来量化组织均匀性.本研究采用不均匀因 3.1单道次冷轧中间退火后的组织均匀性 子Z=Ds/D来评定组织均匀性.下面以一道次冷 图5所示为按照三因素三水平的标准正交试验 轧前的热挤压荒管晶粒组织来说明此方法的具体分 方案设计得到的金相组织照片，表3给出了具体统 析步骤.采用图3中的金相组织照片，按照GB/T 计结果.不均匀因子Z是按照第2节所述的方法统 24177一2009《金属双重晶粒度表征与测定方法》， 计图5中各个金相图片的最大晶粒尺寸D和分布 使用间隔为5mm的平行网格线，在金相照片中按 几率最高的晶粒尺寸D,从而计算得到的Z值 0°、45°、90°和135°覆盖截取晶粒，沿着每条网格线 K,、K和K分别代表冷轧变形量、退火温度和保温 量取两节点间的晶粒截取长度，将从全部网格位置 时间三个因素的三个水平对应的不均匀因子的平均 得到的所有测量结果作为一组数据进行处理，并按 值，极差R是每个因素K、K,和K中最大最小值的 预选的晶粒尺寸分类间隔对截取长度进行分类.这 差值. 些数据可用于评定所观察到的晶粒度分布的特点， 对实验结果进行直观分析可知，在九次实验中 确定平均截取长度和不同分类间隔所占总分布的体 第9组(AB,C2)实验对应的Z值最小，即组织最均 积分数.每个试样取五个位置按上述方法测量，取 匀.为了研究清楚三个因素对指标的影响程度，需 平均值作为在每个区间范围的晶粒数目，从而求得 要计算每种因素的极差值，冷轧变形量、退火温度和 不同大小晶粒所占的体积分数.表2给出了测量的 保温时间的水平变化对指标影响的极差分别是2.60、 100m 00m 100m 图3荒管晶粒尺寸分布测量网格.(a)0°：(b)45°：(c)90°：(d)135° Fig.3 Gridding in grain size distribution measurement for the pierced billets:(a);(b)45;(c)9 (d)135

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 体的实验方案设计有三组冷轧变形量组合，第一道 次冷轧变形量和第二道次冷轧变形量的配比分别是 30% + 78% 、50% + 70% 和 70% + 50% ; 单道次冷 轧后中间退火是在 1 100 ℃ 下保温 5 min; 第二道次 冷轧后固溶处理分别是在 1 060 ℃ 下保温 3、5 和 10 min，在 1 100 ℃下保温 3、5 和 10 min． 2 组织均匀性研究方法 要想通过组织均匀性的研究来调控冷轧工艺和 退火工艺，不能只是笼统地定性分析，需要简洁、精 确的指标来量化组织均匀性． 本研究采用不均匀因 子 Z = Dmax /Dk来评定组织均匀性． 下面以一道次冷 轧前的热挤压荒管晶粒组织来说明此方法的具体分 析步骤． 采用图 3 中的金相组织照片，按照 GB /T 24177—2009《金属双重晶粒度表征与测定方法》， 使用间隔为 5 mm 的平行网格线，在金相照片中按 0°、45°、90°和 135°覆盖截取晶粒，沿着每条网格线 量取两节点间的晶粒截取长度，将从全部网格位置 得到的所有测量结果作为一组数据进行处理，并按 预选的晶粒尺寸分类间隔对截取长度进行分类． 这 些数据可用于评定所观察到的晶粒度分布的特点， 确定平均截取长度和不同分类间隔所占总分布的体 积分数． 每个试样取五个位置按上述方法测量，取 平均值作为在每个区间范围的晶粒数目，从而求得 不同大小晶粒所占的体积分数． 表 2 给出了测量的 统计数据． 以表 2 中的截取长度上限值为横坐标，相应的 体积分数为纵坐标作图，得到荒管的晶粒尺寸分布 图，如图 4 所示． 50 ～ 60 μm 为分布尺寸最多的晶 粒，其中纵坐标值最大的即为分布概率最大的晶粒 尺寸，通过原始测量数据取平均得 Dk = 53. 40 μm; 晶粒尺寸为 170 ～ 200 μm 的看成是最大晶粒，同理 算得 Dmax = 183. 75 μm，于是 Z = 3. 44． 3 实验结果与讨论 3. 1 单道次冷轧中间退火后的组织均匀性 图 5 所示为按照三因素三水平的标准正交试验 方案设计得到的金相组织照片，表 3 给出了具体统 计结果． 不均匀因子 Z 是按照第 2 节所述的方法统 计图 5 中各个金相图片的最大晶粒尺寸 Dmax和分布 几率最高的晶粒尺寸 Dk，从而计算得到的 Z 值． K1、K2和 K3分别代表冷轧变形量、退火温度和保温 时间三个因素的三个水平对应的不均匀因子的平均 值，极差 R 是每个因素 K1、K2和 K3中最大最小值的 差值． 对实验结果进行直观分析可知，在九次实验中 第 9 组( A3B3C2 ) 实验对应的 Z 值最小，即组织最均 匀． 为了研究清楚三个因素对指标的影响程度，需 要计算每种因素的极差值，冷轧变形量、退火温度和 保温时间的水平变化对指标影响的极差分别是 2. 60、 图 3 荒管晶粒尺寸分布测量网格． ( a) 0°; ( b) 45°; ( c) 90°; ( d) 135° Fig． 3 Gridding in grain size distribution measurement for the pierced billets: ( a) 0°; ( b) 45°; ( c) 90°; ( d) 135° ·412·

第4期 杨亮等：基于组织均匀性的690合金管冷轧及退火工艺优化 ·413· 表2热挤压荒管的品粒尺寸分布统计 Table 2 Grain size distribution statistic for the hot-extrusion pierced billets 品粒尺寸分 覆盖角度 平均截取个数 体积分数/% 类区间/μm 45o 截取长度/μm 0° 90° 135° (0,10] 5 13 8 2 7.00 70.0 0.33 (10,20] 38 50 37 36 40.25 805.0 3.82 (20,30] 6 51 46 60 54.50 1635.0 7.76 (30,40] 59 58 4 子 54.00 2160.0 10.25 (40,50] 49 51 36 47 45.75 2287.5 10.86 (50,60] 43 44 44 41 43.00 2580.0 12.24 (60,70] 必 39 35.75 2502.5 11.88 (70,80] 15 18 21 30 21.00 1680.0 7.97 (80,90] 2 18 17 11 16.75 1507.5 7.15 (90,100 9 20 20 15 16.00 1600.0 7.59 (100,110] 8 9 8 11 9.00 990.0 4.70 (110,120] 10 5 5 6 6.50 780.0 3.70 (120,130] 7 3 7 5.50 715.0 3.39 (130,140] 1 3 2 2.25 315.0 1.49 (140,150] 3 6 7 2 4.50 675.0 3.20 (150,160] 3 2.50 400.0 1.90 (160,170 0 0 2 1 0.75 127.5 0.61 (170,180 0 0 0 1 0.25 45.0 0.21 (180,190] 0 0.50 95.0 0.45 (190,200] 0 0 0.50 100.0 0.47 ∑ 366.25 21070.0 99.97 表3L,(3)正交试验设计方案及实验结果 12 Table 3 L(33)orthogonal experimental design and experimental re- 10 sults A,冷轧变 B,退火 C,保温 不均匀 编号 形量1% 温度/℃ 时间/min 因子，Z 1 30 1060 3 8.00 30 1080 5 5.78 2 吃 1100 10 4.44 20 4060801012014010180200 4 50 1060 5 2.55 品粒尺寸μm 5 50 1080 10 4.22 图4热挤压荒管晶粒尺寸分布直方图 6 50 1100 3 3.63 Fig.4 Grain size distribution histogram of the hot-extrusion pierced > 70 1060 10 4.53 billets 8 70 1080 3 3.82 1.54和1.57，可见冷轧变形量对组织均匀性影响 9 70 1100 5 2.41 大.从表中的具体数据来看，这个大的极差是由于 K 6.07 5.03 5.15 3.47 4.61 3.58 30%变形量下的Z值过大所致.究其原因，可以结 K 3.59 3.49 4.40 合晶粒组织来具体分析.图5中给出了冷轧变形量 极差R 2.60 1.54 1.57 为30%情况下，分别于1060℃下退火3min和1080℃ 下退火5min的晶粒组织照片.可见虽然二者完成 3.2单道次冷轧及中间退火的优化工艺 了再结晶，但是由于变形量小，再结晶形核长大都不 基于正交试验设计简单得出A,B,C,实验对应 均匀，因此组织均匀性较差.如果采用这个工艺的 的Z值最小，但是这还不能确定A,B,C2这一方案是 第一道次冷轧，势必会在第二道次的终轧退火后，发 A、B、C各因素水平的最佳搭配.为了研究清楚各个 生组织遗传，从而使均匀性更差 因素取什么水平时指标最小，还要根据现有的九组

第 4 期 杨 亮等: 基于组织均匀性的 690 合金管冷轧及退火工艺优化 表 2 热挤压荒管的晶粒尺寸分布统计 Table 2 Grain size distribution statistic for the hot-extrusion pierced billets 晶粒尺寸分 类区间/μm 覆盖角度 0° 45° 90° 135° 平均截取个数 截取长度/μm 体积分数/% ( 0，10］ 5 13 8 2 7. 00 70. 0 0. 33 ( 10，20］ 38 50 37 36 40. 25 805. 0 3. 82 ( 20，30］ 61 51 46 60 54. 50 1 635. 0 7. 76 ( 30，40］ 59 58 54 45 54. 00 2 160. 0 10. 25 ( 40，50］ 49 51 36 47 45. 75 2 287. 5 10. 86 ( 50，60］ 43 44 44 41 43. 00 2 580. 0 12. 24 ( 60，70］ 37 39 34 33 35. 75 2 502. 5 11. 88 ( 70，80］ 15 18 21 30 21. 00 1 680. 0 7. 97 ( 80，90］ 21 18 17 11 16. 75 1 507. 5 7. 15 ( 90，100］ 9 20 20 15 16. 00 1 600. 0 7. 59 ( 100，110］ 8 9 8 11 9. 00 990. 0 4. 70 ( 110，120］ 10 5 5 6 6. 50 780. 0 3. 70 ( 120，130］ 7 5 3 7 5. 50 715. 0 3. 39 ( 130，140］ 1 3 3 2 2. 25 315. 0 1. 49 ( 140，150］ 3 6 7 2 4. 50 675. 0 3. 20 ( 150，160］ 3 3 2 2 2. 50 400. 0 1. 90 ( 160，170］ 0 0 2 1 0. 75 127. 5 0. 61 ( 170，180］ 0 0 0 1 0. 25 45. 0 0. 21 ( 180，190］ 1 0 1 0 0. 50 95. 0 0. 45 ( 190，200］ 0 1 1 0 0. 50 100. 0 0. 47 ∑ — — — — 366. 25 21 070. 0 99. 97 图 4 热挤压荒管晶粒尺寸分布直方图 Fig． 4 Grain size distribution histogram of the hot-extrusion pierced billets 1. 54 和 1. 57，可见冷轧变形量对组织均匀性影响 大． 从表中的具体数据来看，这个大的极差是由于 30% 变形量下的 Z 值过大所致． 究其原因，可以结 合晶粒组织来具体分析． 图 5 中给出了冷轧变形量 为30%情况下，分别于1060 ℃下退火3 min 和 1 080 ℃ 下退火 5 min 的晶粒组织照片． 可见虽然二者完成 了再结晶，但是由于变形量小，再结晶形核长大都不 均匀，因此组织均匀性较差． 如果采用这个工艺的 第一道次冷轧，势必会在第二道次的终轧退火后，发 生组织遗传，从而使均匀性更差． 表 3 L9 ( 33 ) 正交试验设计方案及实验结果 Table 3 L9 ( 33 ) orthogonal experimental design and experimental re￾sults 编号 A，冷轧变 形量/% B，退火 温度/℃ C，保温 时间/min 不均匀 因子，Z 1 30 1 060 3 8. 00 2 30 1 080 5 5. 78 3 30 1 100 10 4. 44 4 50 1 060 5 2. 55 5 50 1 080 10 4. 22 6 50 1 100 3 3. 63 7 70 1 060 10 4. 53 8 70 1 080 3 3. 82 9 70 1 100 5 2. 41 K1 6. 07 5. 03 5. 15 K2 3. 47 4. 61 3. 58 K3 3. 59 3. 49 4. 40 极差 R 2. 60 1. 54 1. 57 3. 2 单道次冷轧及中间退火的优化工艺 基于正交试验设计简单得出 A3 B3 C2实验对应 的 Z 值最小，但是这还不能确定 A3B3C2这一方案是 A、B、C 各因素水平的最佳搭配． 为了研究清楚各个 因素取什么水平时指标最小，还要根据现有的九组 ·413·

·414 北京科技大学学报 第34卷 100um2 t100m 100m 30%,1060℃.3min 30%.1080℃，5min 30%,1100℃.10min 2100m 3☒100um0 50%,1060℃，5min 50%,1080℃，10mim 50%,1100℃.3min ns100m0 100m 84100m 70%,1060℃.10min 70%,1080℃，3min 70%,1100℃，5min 图5不同冷轧及退火处理后的品粒组织 Fig.5 Grain microstructures after different cold rolling and annealing treatments 实验结果进一步计算分析.通过比较表3中相同因 对成品管材显微组织均匀性有影响的三个因素 素下三个水平对应的K、K,和K值的大小可知：冷 中，保温时间对组织均匀性的影响较复杂，因为保温 轧变形量为50%时，Z值最小；退火温度为1100℃ 时间短时，冷轧的690合金管处于再结品期或者刚 时，Z值最小：保温时间为5min时，Z值最小.因此 完成再结晶不久，而随着保温时间的延长，主要是大 可以推断A2B,C2,即冷轧变形量50%，在1100℃退 晶粒吞并小晶粒的长大过程.这个过程比较复杂， 火保温5min可能是最佳的工艺组合参数条件，所 有可能是晶粒正常长大，组织比较均匀：也有可能出 得组织均匀性最好，并以此参数进行实验.表4为 现晶粒异常长大现象，组织越来越不均匀.因此基 第9组和最优组实验获得的不均匀因子值，图6是 于上面最优的水平组合，研究了不同保温时间下的 两组实验对应的金相组织照片.可见推测最优组的 组织均匀性.表5给出了具体的实验方案和相应得 组织均匀性要比第9组稍好，统计计算其不均匀因 到的不均匀因子值.从Z的变化趋势可以推断，保 子Z=2.11,而且两组实验得到的平均晶粒尺寸分 温时间在5min左右可以获得最好的组织均匀性. 别是35.23um和28.21μm,均达到了引言中提到 表5保温时间对组织均匀性的影响 的晶粒大小指数应介于5级和9级之间的要求 Table 5 Effects of holding time on the microstructure uniformity B,退火 C,保温 表4正交试验第9组与最优组的实验结果 A,冷轧变 不均匀 编号 Table 4 Experimental results of the ninth orthogonal experimental de- 形量/% 温度/℃ 时间/min 因子，2 sign and excellent design 50 1100 3 3.86 2 50 1100 5 2.11 A,冷轧变 B,退火 C,保温 不均匀 编号 3 50 1100 7 3.19 形量/% 温度/℃ 时间/min 因子，Z 50 1100 10 4.61 第9组 70 1100 2.41 50 1100 12 5.33 最优组 50 1100 5 2.11 6 50 1100 15 6.52

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 5 不同冷轧及退火处理后的晶粒组织 Fig． 5 Grain microstructures after different cold rolling and annealing treatments 实验结果进一步计算分析． 通过比较表 3 中相同因 素下三个水平对应的 K1、K2和 K3值的大小可知: 冷 轧变形量为 50% 时，Z 值最小; 退火温度为 1 100 ℃ 时，Z 值最小; 保温时间为 5 min 时，Z 值最小． 因此 可以推断 A2B3C2，即冷轧变形量 50% ，在 1 100 ℃退 火保温 5 min 可能是最佳的工艺组合参数条件，所 得组织均匀性最好，并以此参数进行实验． 表 4 为 第 9 组和最优组实验获得的不均匀因子值，图 6 是 两组实验对应的金相组织照片． 可见推测最优组的 组织均匀性要比第 9 组稍好，统计计算其不均匀因 子 Z = 2. 11，而且两组实验得到的平均晶粒尺寸分 别是 35. 23 μm 和 28. 21 μm，均达到了引言中提到 的晶粒大小指数应介于 5 级和 9 级之间的要求． 表 4 正交试验第 9 组与最优组的实验结果 Table 4 Experimental results of the ninth orthogonal experimental de￾sign and excellent design 编号 A，冷轧变 形量/% B，退火 温度/℃ C，保温 时间/min 不均匀 因子，Z 第 9 组 70 1 100 5 2. 41 最优组 50 1 100 5 2. 11 对成品管材显微组织均匀性有影响的三个因素 中，保温时间对组织均匀性的影响较复杂，因为保温 时间短时，冷轧的 690 合金管处于再结晶期或者刚 完成再结晶不久，而随着保温时间的延长，主要是大 晶粒吞并小晶粒的长大过程． 这个过程比较复杂， 有可能是晶粒正常长大，组织比较均匀; 也有可能出 现晶粒异常长大现象，组织越来越不均匀． 因此基 于上面最优的水平组合，研究了不同保温时间下的 组织均匀性． 表 5 给出了具体的实验方案和相应得 到的不均匀因子值． 从 Z 的变化趋势可以推断，保 温时间在 5 min 左右可以获得最好的组织均匀性． 表 5 保温时间对组织均匀性的影响 Table 5 Effects of holding time on the microstructure uniformity 编号 A，冷轧变 形量/% B，退火 温度/℃ C，保温 时间/min 不均匀 因子，Z 1 50 1 100 3 3. 86 2 50 1 100 5 2. 11 3 50 1 100 7 3. 19 4 50 1 100 10 4. 61 5 50 1 100 12 5. 33 6 50 1 100 15 6. 52 ·414·

第4期 杨亮等：基于组织均匀性的690合金管冷轧及退火工艺优化 ·415· 100m5 1004m 图6最优组(a)和第9组(b)金相组织对比 Fig.6 Microstructure comparison between the optimal group (a)and the 9th group (b) 3.3双道次冷轧固溶处理后的组织及其均匀性 上一节内容关于单道次冷轧及中间退火工艺对 制度下，对比两道次的冷轧变形量匹配对组织均匀 690合金的组织均匀性的影响结果反应的是图1中 性的影响，结果如图9所示.从图中来看：不均匀因 标识①的工艺对合金组织性能的影响规律，即第一 子最小的双道次变形量组合是50%+70%：而变形 道次的冷轧和退火工艺，而第一道次冷轧退火得到 量组合为30%+78%时，合金固溶后的Z值最大， 的组织又是图中②的原始组织.本节研究的双道次 即组织最不均匀. 冷轧固溶处理后的690合金组织均匀性，指的是图 综上所述，用热挤压荒管生产组织均匀性良好 1中的①和②衔接组合，它们一起决定着最终的晶 的690合金成品直管的冷轧及热处理工艺是：一二 粒度和晶粒组织均匀性。 道次冷轧变形量依次为50%和70%；中间退火温度 双道次冷轧固溶处理后得到试样的组织均匀性 是1100℃，保温时间约5min;固溶处理制度则是低 如图7和图8所示.对各金相图片进行晶粒尺寸分 温长时或者高温短时，具体如1060℃保温5min或 布统计，进而计算出各自的不均匀因子Z.从统计 者1100℃保温3min 结果看：加热温度为1060℃、保温时间为5min和加 4结论 热温度为1100℃、保温时间为3min的固溶处理工 艺得到的组织均匀性相当，并且要优于其他固溶处 (1)通过对690合金再结晶后的晶粒组织进行 理制度下的组织均匀性，其不均匀因子Z都为2.5 全测量，引用不均匀因子Z=D/D.来衡量晶粒组 ~3.0.在采用1100℃退火5min的中间退火处理 织的均匀性 24 1o0m8100umd分100m 1060℃，3min 1060℃.5min 1060℃.10mim 100um100m H /100m 1100℃，3min 1100℃，5min 1100℃，10min 图730%+78%双道次变形量，经1100℃保温5min中间退火，以及不同固溶处理后的组织 Fig.7 Microstructures after 30%+78%double-pass deformation,annealing at 1 100 C for 5 min,and different solution treatments

第 4 期 杨 亮等: 基于组织均匀性的 690 合金管冷轧及退火工艺优化 图 6 最优组( a) 和第 9 组( b) 金相组织对比 Fig． 6 Microstructure comparison between the optimal group ( a) and the 9th group ( b) 图 7 30% + 78% 双道次变形量，经 1 100 ℃保温 5 min 中间退火，以及不同固溶处理后的组织 Fig． 7 Microstructures after 30% + 78% double-pass deformation，annealing at 1 100 ℃ for 5 min，and different solution treatments 3. 3 双道次冷轧固溶处理后的组织及其均匀性 上一节内容关于单道次冷轧及中间退火工艺对 690 合金的组织均匀性的影响结果反应的是图 1 中 标识①的工艺对合金组织性能的影响规律，即第一 道次的冷轧和退火工艺，而第一道次冷轧退火得到 的组织又是图中②的原始组织． 本节研究的双道次 冷轧固溶处理后的 690 合金组织均匀性，指的是图 1 中的①和②衔接组合，它们一起决定着最终的晶 粒度和晶粒组织均匀性． 双道次冷轧固溶处理后得到试样的组织均匀性 如图 7 和图 8 所示． 对各金相图片进行晶粒尺寸分 布统计，进而计算出各自的不均匀因子 Z． 从统计 结果看: 加热温度为 1060 ℃、保温时间为 5 min 和加 热温度为 1 100 ℃、保温时间为 3 min 的固溶处理工 艺得到的组织均匀性相当，并且要优于其他固溶处 理制度下的组织均匀性，其不均匀因子 Z 都为 2. 5 ～ 3. 0． 在采用 1 100 ℃ 退火 5 min 的中间退火处理 制度下，对比两道次的冷轧变形量匹配对组织均匀 性的影响，结果如图 9 所示． 从图中来看: 不均匀因 子最小的双道次变形量组合是 50% + 70% ; 而变形 量组合为 30% + 78% 时，合金固溶后的 Z 值最大， 即组织最不均匀． 综上所述，用热挤压荒管生产组织均匀性良好 的 690 合金成品直管的冷轧及热处理工艺是: 一二 道次冷轧变形量依次为 50% 和 70% ; 中间退火温度 是 1 100 ℃，保温时间约 5 min; 固溶处理制度则是低 温长时或者高温短时，具体如 1 060 ℃ 保温 5 min 或 者 1 100 ℃保温 3 min． 4 结论 ( 1) 通过对 690 合金再结晶后的晶粒组织进行 全测量，引用不均匀因子 Z = Dmax /Dk来衡量晶粒组 织的均匀性． ·415·

·416 北京科技大学学报 第34卷 204m 3送100um 1004m 1060℃，3min 1060℃.5min 1060℃，10mim 21004m 100umQ 100m 1100℃.3min 1100℃.5min 1100℃，10min 图850%+70%双道次变形量，经1100℃/5mi中间退火，以及不同固溶处理后的组织 Fig.8 Microstructures after 50%+70%double-pass deformation,annealing at 1 100 C for 5 min,and different solution treatments 18 and 690 under high-emperature caustic conditions.Corrosion 16 230%+78% 1986,42(6):368 50%+70% 33377+57 [2]Lee W S,Liu C Y,Sun T N.Deformation behavior of Inconel 690 12 super alloy evaluated by impact test.J Mater Process Technol, 2004,153/154(1-3):219 10 B]Dutta R S,Tewari R,De P K.Effects of heat-treatment on the ex- 6 tent of chromium depletion and caustic corrosion resistance of alloy 4 690.Corros Sci,2007,49(2):303 [4]Yu G P,Yao HC.The relation between the resistance of IGA and 3456789101112 IGSCC and the chromium depletion of alloy 690.Corrosion,1990, 保温时间/min 46(5):391 [5]Yin F Y,Faulkner R G.Model predictions of grain boundary 图9两道次冷轧变形量组合在1100℃固溶处理后的Z值直方图 chromium depletion in Inconel 690.Corros Sci,2007,49(5): Fig.9 Z value histogram of double-pass cold rolling combinations af- 2177 ter solution treatment at 1 100C Kai JJ.Liu M N.The effects of heat treatment on the carbide evo- (2)基于正交试验设计结果对690合金管单道 lution and the chromium depletion along grain boundary of Inconel 690 alloy.Scripta Metall,1989,23(1):17 次冷轧及中间退火工艺进行了优化.冷轧变形量 7]Kai JJ,Yu G P,Tsai C H,et al.The effects of heat treatment on 50%,在1100℃下保温5min能获得最均匀再结晶 the chromium depletion,precipitate evolution,and corrosion re- 组织 sistance of Inconel alloy 690.Metall Trans A,1989,20(10): (3)对双道次冷轧退火实验晶粒组织进行组织 2057 8] 均匀性分析，得出双道次冷轧退火的较好工艺条件 Zhang S C,Zheng W J,Song Z G,et al.Effect of cold deforma- tion on structure and mechanical behavior of Inconel 690 alloy. 是：一二道次冷轧变形量依次为50%和70%：中间 Iron Steel Res,2009,21(12):49 退火温度是1100℃，保温时间约5min;固溶处理制 (张松闯，郑文杰，宋志刚，等.冷变形对Inconel690合金力学 度则是低温长时或者高温短时，具体如1060℃保温 行为与组织的影响.钢铁研究学报，2009,21(12)：49) 5min或者1100℃保温3min. [9] Ma M Y,ChangTJ,GuZG.The discussion of grain no uniform- ity evaluation methodology.Phys Exam Test,1990(1):5 参考文献 (马茂元，常铁军，谷照国.品粒不均匀性评价方法的探讨.物 [Crum J R.Stress corrosion cracking testing of Inconel alloys 600 理测试，1990(1)：5)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 8 50% + 70% 双道次变形量，经 1 100 ℃ /5 min 中间退火，以及不同固溶处理后的组织 Fig． 8 Microstructures after 50% + 70% double-pass deformation，annealing at 1 100 ℃ for 5 min，and different solution treatments 图 9 两道次冷轧变形量组合在 1 100 ℃固溶处理后的 Z 值直方图 Fig． 9 Z value histogram of double-pass cold rolling combinations af￾ter solution treatment at 1 100 ℃ ( 2) 基于正交试验设计结果对 690 合金管单道 次冷轧及中间退火工艺进行了优化． 冷轧变形量 50% ，在 1 100 ℃下保温 5 min 能获得最均匀再结晶 组织． ( 3) 对双道次冷轧退火实验晶粒组织进行组织 均匀性分析，得出双道次冷轧退火的较好工艺条件 是: 一二道次冷轧变形量依次为 50% 和 70% ; 中间 退火温度是 1 100 ℃，保温时间约 5 min; 固溶处理制 度则是低温长时或者高温短时，具体如 1 060 ℃保温 5 min 或者 1 100 ℃保温 3 min． 参 考 文 献 ［1］ Crum J R． Stress corrosion cracking testing of Inconel alloys 600 and 690 under high-temperature caustic conditions． Corrosion， 1986，42( 6) : 368 ［2］ Lee W S，Liu C Y，Sun T N． Deformation behavior of Inconel 690 super alloy evaluated by impact test． J Mater Process Technol， 2004，153 /154( 1 － 3) : 219 ［3］ Dutta R S，Tewari R，De P K． Effects of heat-treatment on the ex￾tent of chromium depletion and caustic corrosion resistance of alloy 690． Corros Sci，2007，49( 2) : 303 ［4］ Yu G P，Yao H C． The relation between the resistance of IGA and IGSCC and the chromium depletion of alloy 690． Corrosion，1990， 46( 5) : 391 ［5］ Yin F Y，Faulkner R G． Model predictions of grain boundary chromium depletion in Inconel 690． Corros Sci，2007，49 ( 5 ) : 2177 ［6］ Kai J J，Liu M N． The effects of heat treatment on the carbide evo￾lution and the chromium depletion along grain boundary of Inconel 690 alloy． Scripta Metall，1989，23( 1) : 17 ［7］ Kai J J，Yu G P，Tsai C H，et al． The effects of heat treatment on the chromium depletion，precipitate evolution，and corrosion re￾sistance of Inconel alloy 690． Metall Trans A，1989，20 ( 10 ) : 2057 ［8］ Zhang S C，Zheng W J，Song Z G，et al． Effect of cold deforma￾tion on structure and mechanical behavior of Inconel 690 alloy． J Iron Steel Res，2009，21( 12) : 49 ( 张松闯，郑文杰，宋志刚，等． 冷变形对 Inconel 690 合金力学 行为与组织的影响． 钢铁研究学报，2009，21( 12) : 49) ［9］ Ma M Y，Chang T J，Gu Z G． The discussion of grain no uniform￾ity evaluation methodology． Phys Exam Test，1990( 1) : 5 ( 马茂元，常铁军，谷照国． 晶粒不均匀性评价方法的探讨． 物 理测试，1990( 1) : 5) ·416·