工程科学学报,第37卷,第9期:1149-1156,2015年9月 Chinese Journal of Engineering,Vol.37,No.9:1149-1156,September 2015 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2015.09.007:http://journals.ustb.edu.cn 横向预拉伸对17%Cr超纯铁素体不锈钢表面抗皱性 的影响 熊 强”,陈雨来》,李静媛四 1)北京科技大学材料科学与工程学院,北京1000832)北京科技大学治金工程研究院,北京100083 ☒通信作者,E-mail:ljy@usth.cd山.cm 摘要以17%Cr超纯铁素体不锈钢的冷轧退火板为原料,研究了3%、6%、9%和12%横向预拉伸(即拉伸方向垂直于板 材轧向)变形对其冲压成形表面抗皱性的影响.采用电子背散射衍射技术及X射线衍射技术探究了横向预拉伸前后板材内 部织构取向和晶粒团簇的演变规律.结果表明,横向预拉伸9%后实验钢板表面抗皱性获得较大提高。由于在退火、横向预 拉及纵向拉伸后(OO1}取向晶粒含量均非常少,因此基于厚向塑性应变比差异的Chao起皱机理不适用实验钢,而基 于平面剪切应变的Takechi模型能较好地解释实验结果.在横向预拉伸后,由于y纤维织构晶粒簇的宽度降低、方向整体偏 转,使得板材抗皱性得到提高. 关键词铁素体不锈钢;预拉伸:深冲压:表面缺陷:晶粒 分类号TG142.71 Effect of transverse pre-stretching before deep drawing on the surface ridging resistance of 17%Cr ultra-purified ferritic stainless steel XIONG Qiang',CHEN Yu-4ai2,ⅡJing-yuan 1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Engineering Research Institute,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China XCorresponding author,E-mail:lijy@ustb.edu.cn ABSTRACT Cup-drawing test was performed to study the effect of transverse pre-stretching,namely 3%,6%,9%and 12% deformation,on the surface ridging resistance during deep drawing of a 17%Cr ultra-purified ferritic stainless steel cold-rolled annealed sheet.The evolution of textures and grain clusters in the tested sheet after transverse pre-stretching was analyzed by electron back-scatter diffraction and X-ray diffraction.It is found that the ridging resistance apparently improves after the 9%transverse pre- stretching.Because the content of (001}<uvt orientation grains is not enough to meet the requirement of the Chao ridging model, this model is not suitable for ridging of the tested sheet.However,the Takechi model,which is called an out-of-plane shearing strain model,is considered to be suitable for ridging of the tested sheet.It is concluded that the narrow of the width of y-fiber texture clusters and the deflection of grain clusters to the rolling direction are the major causes of improving the ridging resistance. KEY WORDS ferritic stainless steel:pre-stretching:deep drawing:surface defects:grains 近年来,铁素体不锈钢作为节约型不锈钢已逐步 受到限制.虽然通过降低C和N含量,即[C+N门≤ 替代奥氏体不锈钢”.但是由于冲压成形性能较差, 150×10-6四,使得超纯铁素体不锈钢制耳率降低、深 制耳率高、深冲率低且易产生表面褶皱,使其应用范围 冲率提高以及成形性能得到改善网,但是表面起皱现 收稿日期:2015-04-03 基金项目:“十二五”国家科技支撑计划资助项目(2012BAE04BO2)
工程科学学报,第 37 卷,第 9 期: 1149--1156,2015 年 9 月 Chinese Journal of Engineering,Vol. 37,No. 9: 1149--1156,September 2015 DOI: 10. 13374 /j. issn2095--9389. 2015. 09. 007; http: / /journals. ustb. edu. cn 横向预拉伸对 17% Cr 超纯铁素体不锈钢表面抗皱性 的影响 熊 强1) ,陈雨来2) ,李静媛1) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院,北京 100083 2) 北京科技大学冶金工程研究院,北京 100083 通信作者,E-mail: lijy@ ustb. edu. cn 摘 要 以 17% Cr 超纯铁素体不锈钢的冷轧退火板为原料,研究了 3% 、6% 、9% 和 12% 横向预拉伸( 即拉伸方向垂直于板 材轧向) 变形对其冲压成形表面抗皱性的影响. 采用电子背散射衍射技术及 X 射线衍射技术探究了横向预拉伸前后板材内 部织构取向和晶粒团簇的演变规律. 结果表明,横向预拉伸 9% 后实验钢板表面抗皱性获得较大提高. 由于在退火、横向预 拉及纵向拉伸后{ 001} < uvw > 取向晶粒含量均非常少,因此基于厚向塑性应变比差异的 Chao 起皱机理不适用实验钢,而基 于平面剪切应变的 Takechi 模型能较好地解释实验结果. 在横向预拉伸后,由于 γ 纤维织构晶粒簇的宽度降低、方向整体偏 转,使得板材抗皱性得到提高. 关键词 铁素体不锈钢; 预拉伸; 深冲压; 表面缺陷; 晶粒 分类号 TG142. 71 Effect of transverse pre-stretching before deep drawing on the surface ridging resistance of 17% Cr ultra-purified ferritic stainless steel XIONG Qiang1) ,CHEN Yu-lai 2) ,LI Jing-yuan1) 1) School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2) Engineering Research Institute,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail: lijy@ ustb. edu. cn ABSTRACT Cup-drawing test was performed to study the effect of transverse pre-stretching,namely 3% ,6% ,9% and 12% deformation,on the surface ridging resistance during deep drawing of a 17% Cr ultra-purified ferritic stainless steel cold-rolled annealed sheet. The evolution of textures and grain clusters in the tested sheet after transverse pre-stretching was analyzed by electron back-scatter diffraction and X-ray diffraction. It is found that the ridging resistance apparently improves after the 9% transverse prestretching. Because the content of { 001} < uvw > orientation grains is not enough to meet the requirement of the Chao ridging model, this model is not suitable for ridging of the tested sheet. However,the Takechi model,which is called an out-of-plane shearing strain model,is considered to be suitable for ridging of the tested sheet. It is concluded that the narrow of the width of γ-fiber texture clusters and the deflection of grain clusters to the rolling direction are the major causes of improving the ridging resistance. KEY WORDS ferritic stainless steel; pre-stretching; deep drawing; surface defects; grains 收稿日期: 2015--04--03 基金项目: “十二五”国家科技支撑计划资助项目( 2012BAE04B02) 近年来,铁素体不锈钢作为节约型不锈钢已逐步 替代奥氏体不锈钢[1]. 但是由于冲压成形性能较差, 制耳率高、深冲率低且易产生表面褶皱,使其应用范围 受到限制. 虽然通过降低 C 和 N 含量,即[C + N]≤ 150 × 10 - 6[2],使得超纯铁素体不锈钢制耳率降低、深 冲率提高以及成形性能得到改善[3],但是表面起皱现
·1150 工程科学学报,第37卷,第9期 象依然存在。褶皱不仅影响制品美观,增加研磨负 数据为支撑进行模拟,认为呈条带状不均匀分布的织 担,严重时甚至出现破裂.因此,研究铁素体不锈钢 构在拉伸变形中产生的剪切变形Y2是导致起皱的主 表面褶皱形成机理以及抗皱方法仍然是该领域的热 要原因.关于提高表面抗皱性的研究则主要集中在板 点课题网 材生产工艺方面,如调整化学成分回、控制凝固组织形 目前关于铁素体不锈钢冲压表面起皱的机理尚未 貌a、优化轧制及退火工艺-等.Huh和Engler ux 有统一认识,主流的观点有两种:一是Chao提出的厚 在17%Cr的冷轧过程中加入一道中间退火工艺,使得 向应变模型,即在沿轧向的拉伸应力作用下,CC织构 板材在最终退火前就完全消除了心部强烈的旋转立方 ({111},{111},{554})和CF 织构,最终使得15%拉伸后的平均粗糙度由2.3降低 织构({001},{117})产生不同的厚向 到1.7μm,抗皱效果较明显. 应变从而导致表面起皱;第二种是Takechi提出的 本文拟通过横向(即垂直于轧向)预拉伸,改变织 由于织构中不同组分的晶粒发生剪切应变而 构团簇的形貌和方向,从而提高铁素体不锈钢的冲压 形成褶皱网.大量的晶体塑性有限元计算基于这两种 表面抗皱性 模型进行了冲压起皱模拟.Lefebvre等可根据平面剪 1 切理论,运用黏塑性快速傅里叶变换公式(VPFT)模 实验材料与方法 拟的起皱高度和宽度与实验值比较吻合,这也从侧面 实验材料为宝钢提供的一种超纯铁素体不锈钢冷 验证了该理论的可靠性.Wu等网以电子背散射衍射 轧退火板,厚度为0.55mm,其化学成分见表1. 表1实验钢的化学成分(质量分数) Table 1 Chemical composition of the studied steel % C Si Mn Cr N Nb Ti Fe 0.01 0.58 0.17 0.001 0.019 16.51 0.008 0.144 0.159 余量 沿板材宽度方向即横向进行3%、6%、9%和12% 显微镜,侵蚀试剂为硫酸铜混合液(5gCuS0,+20mL 的预拉伸,然后将其切割成b78mm的圆片试样.利用 HCl+20mLH,O):用于电子背散射衍射分析的试样 板材成形试验机BCS-30D进行杯突冲压实验,观察表 通过80%的冰醋酸和20%的高氯酸混合液电解抛光 面起皱和制耳现象.实验采用薄膜润滑,凸模直径 后,用ULTRA55热场发射扫描电镜进行检测分析,设 50mm,凹模直径51.8mm,压边力为40kN,冲压速度 定的偏差角为l5:X射线衍射分析采用Bruker D8X 为30mm'min. 射线衍射仪测量实验板材的{110}、{200}和{112}极 从原板材及四个预拉伸板截取试样,分别进行粗 图,依此通过计算获得取向分布函数(ODF). 糙度测量、金相显微组织观察(OM)、电子背散射分析 2 实验结果及分析 (EBSD)和X射线衍射分析(XRD),并绘制取向分布 函数(ODF).粗糙度测量选用LEXT OLS4000激光共 2.1对冲压表面起皱的影响 聚焦显微镜:金相组织观察采用LEICA DM2500光学 图1所示为实验钢退火板及横向预拉伸板进行杯 (a (b) (e) d (e) 图1不同横向预拉伸变形杯形深冲制品的表面起皱条纹.(a)退火态:(b)3%:(c)6%:(d)9%:()12% Fig.1 Vertical ridging lines of deep drawing products for different transverse pre-stretching deformations:(a)annealed state:(b)3%:(c)6%; (d)9%:(e)12%
工程科学学报,第 37 卷,第 9 期 象依然存在. 褶皱不仅影响制品美观,增 加 研 磨 负 担,严重时甚至出现破裂. 因此,研究铁素体不锈钢 表面褶皱形成机理以及抗皱方法仍然是该领域的热 点课题[4]. 目前关于铁素体不锈钢冲压表面起皱的机理尚未 有统一认识,主流的观点有两种: 一是 Chao 提出的厚 向应变模型,即在沿轧向的拉伸应力作用下,CC 织构 ( { 111} < 110 > ,{ 111} < 112 > ,{ 554} < 225 > ) 和 CF 织构( { 001} < 011 > ,{ 117} < 011 > ) 产生不同的厚向 应变从而导致表面起皱[5]; 第二种是 Takechi 提出的 由于 < 110 > 织构中不同组分的晶粒发生剪切应变而 形成褶皱[6]. 大量的晶体塑性有限元计算基于这两种 模型进行了冲压起皱模拟. Lefebvre 等[7]根据平面剪 切理论,运用黏塑性快速傅里叶变换公式( VPFFT) 模 拟的起皱高度和宽度与实验值比较吻合,这也从侧面 验证了该理论的可靠性. Wu 等[8]以电子背散射衍射 数据为支撑进行模拟,认为呈条带状不均匀分布的织 构在拉伸变形中产生的剪切变形 γ23是导致起皱的主 要原因. 关于提高表面抗皱性的研究则主要集中在板 材生产工艺方面,如调整化学成分[9]、控制凝固组织形 貌[10]、优化轧制及退火工艺[11--12]等. Huh 和 Engler [13] 在 17% Cr 的冷轧过程中加入一道中间退火工艺,使得 板材在最终退火前就完全消除了心部强烈的旋转立方 织构,最终使得 15% 拉伸后的平均粗糙度由 2. 3 降低 到 1. 7 μm,抗皱效果较明显. 本文拟通过横向( 即垂直于轧向) 预拉伸,改变织 构团簇的形貌和方向,从而提高铁素体不锈钢的冲压 表面抗皱性. 1 实验材料与方法 实验材料为宝钢提供的一种超纯铁素体不锈钢冷 轧退火板,厚度为 0. 55 mm,其化学成分见表 1. 表 1 实验钢的化学成分( 质量分数) Table 1 Chemical composition of the studied steel % C Si Mn S P Cr N Nb Ti Fe 0. 01 0. 58 0. 17 0. 001 0. 019 16. 51 0. 008 0. 144 0. 159 余量 沿板材宽度方向即横向进行 3% 、6% 、9% 和 12% 的预拉伸,然后将其切割成 78 mm 的圆片试样. 利用 板材成形试验机 BCS--30D 进行杯突冲压实验,观察表 面起皱 和 制 耳 现 象. 实 验 采 用 薄 膜 润 滑,凸 模 直 径 50 mm,凹模直径 51. 8 mm,压边力为 40 kN,冲压速度 为 30 mm·min - 1 . 图 1 不同横向预拉伸变形杯形深冲制品的表面起皱条纹. ( a) 退火态; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% ; ( e) 12% Fig. 1 Vertical ridging lines of deep drawing products for different transverse pre-stretching deformations: ( a) annealed state; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% ; ( e) 12% 从原板材及四个预拉伸板截取试样,分别进行粗 糙度测量、金相显微组织观察( OM) 、电子背散射分析 ( EBSD) 和 X 射线衍射分析( XRD) ,并绘制取向分布 函数( ODF) . 粗糙度测量选用 LEXT OLS4000 激光共 聚焦显微镜; 金相组织观察采用 LEICA DM2500 光学 显微镜,侵蚀试剂为硫酸铜混合液( 5 g CuSO4 + 20 mL HCl + 20 mL H2 O) ; 用于电子背散射衍射分析的试样 通过 80% 的冰醋酸和 20% 的高氯酸混合液电解抛光 后,用 ULTRA55 热场发射扫描电镜进行检测分析,设 定的偏差角为 15°; X 射线衍射分析采用 Bruker D8 X 射线衍射仪测量实验板材的{ 110} 、{ 200} 和{ 112} 极 图,依此通过计算获得取向分布函数( ODF) . 2 实验结果及分析 2. 1 对冲压表面起皱的影响 图 1 所示为实验钢退火板及横向预拉伸板进行杯 ·1150·
熊强等:横向预拉伸对17%C超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 ·1151· 形冲压后的外形图,图2为对应冲压件竖直起皱条纹 随预拉伸量从3%增大至9%,抗皱效果不断提高,9% 的轮廓曲线.可以看出,退火直接冲压成形试件的表 预拉伸冲压件轮廓曲线的最大振幅为8um,相对退火 面起皱明显,对应的轮廓曲线的宽度和振幅较大,最大 态冲压件降低50%:但当达到12%时,表面皱纹开始 振幅可以达到16μm.进行横向预拉伸后,铁素体不锈 加重,抗皱效果下降 钢冲压件表面皱纹的宽度和高度降低、起皱得到抑制. 10 10r -10 1000 2000 3000 4000 1000 2000 30004000 距离/m 距离μm 10 (d) WwV胸 -10 1000 2000 3000 4000 1000 2000 3000 4000 距离μm 距离m 10r (e) -1 0 1000 2000 3000 4000 距离m 图2不同横向预拉伸变形杯形深冲制品的表面粗糙度曲线.(a)退火态:(b)3%:(c)6%:(d)9%:(e)12% Fig.2 Roughness profiles of deep drawing products for different transverse prestretching deformations:(a)annealed state:(b)3%(e)6%; (d)9%:(e)12% 2.2对显微组织的影响 团簇是冲压成形表面起皱的决定因素.本文通过对不 图3所示为原退火板材及不同变形量横向预拉伸 同横向预拉伸变形后的试样进行了电子背散射衍射分 后的轧面及横截面的显微组织.TD为板宽也即预拉 析,观察与起皱相关的各种织构的变化,并据此分析横 伸方向,RD为轧向,ND为轧面法向.从图可以看出, 向预拉伸提高板材抗皱性的原因. 退火板材为完全再结晶铁素体组织,晶粒大小均匀,呈 2.3.1对{001}取向含量的影响 等轴状,平均直径约为20~30μm.在施加横向预拉伸 按照Chao模型理论,铁素体不锈钢的板材成形起 变形之后,轧面内的晶粒未观察到明显的变形,而横截 皱是由于不同取向晶粒之间的塑性应变各向异性比不 面内则随着变形量的增加,晶粒逐渐向拉伸轴方向转 同,使得二者沿厚度方向的变形程度不同而产生的可 动和拉长,尤其在变形量为9%时表现较明显.这表明 Shin等运用晶体塑性有限元,通过特定取向的晶粒 横向预拉伸使得晶粒分布方向发生偏转. 簇在沿轧向的拉伸变形过程中产生的晶体变形模拟了 2.3对织构的影响 起皱过程,并得到相似的结论.但是,该理论的基础和 无论Chao模型还是Takechi模型,或是其他大量 必要条件是板材内部存在大量的、形成条带状团簇形 相关文献都表明:织构尤其是同一织构的晶粒形成的 貌的{001}和{111}取向晶粒.{001}
熊 强等: 横向预拉伸对 17% Cr 超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 形冲压后的外形图,图 2 为对应冲压件竖直起皱条纹 的轮廓曲线. 可以看出,退火直接冲压成形试件的表 面起皱明显,对应的轮廓曲线的宽度和振幅较大,最大 振幅可以达到 16 μm. 进行横向预拉伸后,铁素体不锈 钢冲压件表面皱纹的宽度和高度降低、起皱得到抑制. 随预拉伸量从 3% 增大至 9% ,抗皱效果不断提高,9% 预拉伸冲压件轮廓曲线的最大振幅为 8 um,相对退火 态冲压件降低 50% ; 但当达到 12% 时,表面皱纹开始 加重,抗皱效果下降. 图 2 不同横向预拉伸变形杯形深冲制品的表面粗糙度曲线. ( a) 退火态; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% ; ( e) 12% Fig. 2 Roughness profiles of deep drawing products for different transverse pre-stretching deformations: ( a) annealed state; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% ; ( e) 12% 2. 2 对显微组织的影响 图 3 所示为原退火板材及不同变形量横向预拉伸 后的轧面及横截面的显微组织. TD 为板宽也即预拉 伸方向,RD 为轧向,ND 为轧面法向. 从图可以看出, 退火板材为完全再结晶铁素体组织,晶粒大小均匀,呈 等轴状,平均直径约为 20 ~ 30 μm. 在施加横向预拉伸 变形之后,轧面内的晶粒未观察到明显的变形,而横截 面内则随着变形量的增加,晶粒逐渐向拉伸轴方向转 动和拉长,尤其在变形量为 9% 时表现较明显. 这表明 横向预拉伸使得晶粒分布方向发生偏转. 2. 3 对织构的影响 无论 Chao 模型还是 Takechi 模型,或是其他大量 相关文献都表明: 织构尤其是同一织构的晶粒形成的 团簇是冲压成形表面起皱的决定因素. 本文通过对不 同横向预拉伸变形后的试样进行了电子背散射衍射分 析,观察与起皱相关的各种织构的变化,并据此分析横 向预拉伸提高板材抗皱性的原因. 2. 3. 1 对{ 001} < uvw > 取向含量的影响 按照 Chao 模型理论,铁素体不锈钢的板材成形起 皱是由于不同取向晶粒之间的塑性应变各向异性比不 同,使得二者沿厚度方向的变形程度不同而产生的[5]. Shin 等[14]运用晶体塑性有限元,通过特定取向的晶粒 簇在沿轧向的拉伸变形过程中产生的晶体变形模拟了 起皱过程,并得到相似的结论. 但是,该理论的基础和 必要条件是板材内部存在大量的、形成条带状团簇形 貌的{ 001} < uvw > 和{ 111} < uvw > 取向晶粒. { 001} ·1151·
·1152 工程科学学报,第37卷,第9期 100m 100μm 1004m 100μm 1004m 100μm 100m 100m 图3不同横向拉伸变形量下铁素体不锈钢的组织.(a)轧面,退火态:(b)轧面,3%:(c)轧面6%:()轧面,9%:(e)横截面,退火态: ()横截面,3%:(g)横截面,6%:(h)横截面,9% Fig.3 Microstructures of samples for different transverse pre-stretching deformations:(a)ND-plane,annealed state:(b)ND-plane,3%:(c)ND- plane,6%:(d)ND-plane,9%(e)RD-plane annealed state:(f)RD-plane,3%:(g)RD-plane,6%:(h)RD-plane,9% 织构是柱状晶铸坯织构,变形过程中形成旋转 2.3.2对y纤维织构含量的影响 立方织构{001},但其形变储能低,不易再结 按照Takechi起皱模型,如图6所示,在铁素体 晶5,容易残留在冷轧退火后的板材中,对板材成 不锈钢拉伸或冲压时出现的起皱,是由于(111} 形性能不利.目前通过优化浇铸和热轧工艺已可大幅 条带状晶粒簇中,具有方向相反剪切应变&2 度降低其含量. (由切应力T,产生)的织构组分发生的平面剪切变形 本实验所用17%Cr超纯铁素体不锈钢在退火及 而产生的.按照此观点,冲压之前组织中γ纤维取向 横向预拉伸后均未形成团簇状{001}织构.图 含量越多,越容易发生剪切应变,起皱越严重.同时, 4为通过电子背散射衍射测得的实验钢板轧面内特定 发生剪切应变之后的晶粒,不再具有{111} 取向晶粒分布图,其中红色代表/轧面法向. 取向. 从图可以看出,{001}取向晶粒含量很少,均 表2给出了冲压之前实验板材中{111} 在10%以内,并且没有聚集分布,即没有形成晶粒团 取向晶粒的含量,统计偏差角为15°.可以看出横向预 簇.随着预变形量增加,其含量和分布也没有发生明 拉伸前后晶粒均以{111}取向晶粒为主,其含 显的变化.在本研究的另一组实验中也发现,实验钢 量约40%~50%.在横向拉伸过程中该取向的含量不 在沿着纵向(即轧向)拉伸25%后,{001}的取 仅没有减少还有小幅升高,表明在9%横向拉伸过程 向密度没有发生明显变化,其取向密度仍小于1(如 中,{111}取向晶粒簇几乎未发生平面剪切变 图5所示).因此可以看出,对于实验用17%C超纯 形,因此宏观上未发生起皱.这与图2实验结果吻合 铁素体不锈钢,由于{001}含量非常少,基于 然而文献报道,430和434不锈钢在纵向拉伸2%时即 厚向塑性应变比差异的Chao起皱模型并不适用. 可在表面观察到褶皱叨,而17%C超纯铁素体不锈
工程科学学报,第 37 卷,第 9 期 图 3 不同横向拉伸变形量下铁素体不锈钢的组织. ( a) 轧面,退火态; ( b) 轧面,3% ; ( c) 轧面6% ; ( d) 轧面,9% ; ( e) 横截面,退火态; ( f) 横截面,3% ; ( g) 横截面,6% ; ( h) 横截面,9% Fig. 3 Microstructures of samples for different transverse pre-stretching deformations: ( a) ND-plane,annealed state; ( b) ND-plane,3% ; ( c) NDplane,6% ; ( d) ND-plane,9% ; ( e) RD-plane annealed state; ( f) RD-plane,3% ; ( g) RD-plane,6% ; ( h) RD-plane,9% < uvw > 织构是柱状晶铸坯织构,变形过程中形成旋转 立方织构{ 001} < 110 > ,但其形变储能低,不易再结 晶[15--16],容易残留在冷轧退火后的板材中,对板材成 形性能不利. 目前通过优化浇铸和热轧工艺已可大幅 度降低其含量. 本实验所用 17% Cr 超纯铁素体不锈钢在退火及 横向预拉伸后均未形成团簇状{ 001} < uvw > 织构. 图 4 为通过电子背散射衍射测得的实验钢板轧面内特定 取向晶粒分布图,其中红色代表 < 001 > / /轧面法向. 从图可以看出,{ 001} < uvw > 取向晶粒含量很少,均 在 10% 以内,并且没有聚集分布,即没有形成晶粒团 簇. 随着预变形量增加,其含量和分布也没有发生明 显的变化. 在本研究的另一组实验中也发现,实验钢 在沿着纵向( 即轧向) 拉伸 25% 后,{ 001} < uvw > 的取 向密度没有发生明显变化,其取向密度仍小于 1 ( 如 图 5 所示) . 因此可以看出,对于实验用 17% Cr 超纯 铁素体不锈钢,由于{ 001} < uvw > 含量非常少,基于 厚向塑性应变比差异的 Chao 起皱模型并不适用. 2. 3. 2 对 γ 纤维织构含量的影响 按照 Takechi 起皱模型[6],如图 6 所示,在铁素体 不锈 钢 拉 伸 或 冲 压 时出现的起皱,是 由 于 { 111 } < uvw > 条带状晶粒簇中,具有方向相反剪切应变 ε32 ( 由切应力 τzy产生) 的织构组分发生的平面剪切变形 而产生的. 按照此观点,冲压之前组织中 γ 纤维取向 含量越多,越容易发生剪切应变,起皱越严重. 同时, 发生剪切应变之后的晶粒,不再具有{ 111} < uvw > 取向. 表 2 给出了冲压之前实验板材中{ 111} < uvw > 取向晶粒的含量,统计偏差角为 15°. 可以看出横向预 拉伸前后晶粒均以{ 111} < uvw > 取向晶粒为主,其含 量约 40% ~ 50% . 在横向拉伸过程中该取向的含量不 仅没有减少还有小幅升高,表明在 9% 横向拉伸过程 中,{ 111} < uvw > 取向晶粒簇几乎未发生平面剪切变 形,因此宏观上未发生起皱. 这与图 2 实验结果吻合. 然而文献报道,430 和 434 不锈钢在纵向拉伸 2% 时即 可在表面观察到褶皱[17],而 17% Cr 超纯铁素体不锈 ·1152·
熊强等:横向预拉伸对17%C超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 1153· 图4不同横向拉伸变形量的11轧面法向的品粒分布.(a)退火态:(b)3%:(c)6%:()9% Fig.4 Grain distribution of //ND for different transverse pre-stretching deformations:(a)annealed state:(b)3%:(c)6%;(d)9% a001 b)001 晶粒取向密度 晶粒取向密度 0■ 111 101 101 图5退火态(a)和25%纵向拉伸态(b)中/1轧面法向晶粒的取向密度变化 Fig.5 Orientation density change of //ND grains in the annealed state (a)and 25%longitudinal tensile state (b) 钢在5%纵向拉伸后也可观察到褶皱图 表2检测部位{111}取向品粒的含量 另一方面,虽然经过横向预拉伸后板材内部的¥ Table 2 Content of {111)织构的数量不是产生褶皱 42.1 48.5 51.5 48.8 的关键因素 2.3.3对y纤维织构组分的影响 素体不锈钢退火态常见的y纤维织构附近.值得注意 图7为退火态及横向预拉伸后实验板材p2=45 的是,退火态的y纤维织构分布较均匀,织构强点强度 的取向分布函数图(ODF).可以看出,各试样的织构 不高.然而随着横向变形量的增大,Y纤维织构逐渐 强点均处于{334}和{111}这两种铁 向{111}组分汇聚,其强度越来越高,最大取
熊 强等: 横向预拉伸对 17% Cr 超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 图 4 不同横向拉伸变形量的 < 001 > / /轧面法向的晶粒分布. ( a) 退火态; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% Fig. 4 Grain distribution of < 001 > / /ND for different transverse pre-stretching deformations: ( a) annealed state; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% 图 5 退火态( a) 和 25% 纵向拉伸态( b) 中 < 001 > / /轧面法向晶粒的取向密度变化 Fig. 5 Orientation density change of < 001 > / /ND grains in the annealed state ( a) and 25% longitudinal tensile state ( b) 钢在 5% 纵向拉伸后也可观察到褶皱[18]. 另一方面,虽然经过横向预拉伸后板材内部的 γ 纤维织构含量增加,但是冲压实验结果却表明,与退火 板材相比,预拉伸板的表面抗皱性高,起皱小,甚至观 察不出,说明{ 111} < uvw > 织构的数量不是产生褶皱 的关键因素. 2. 3. 3 对 γ 纤维织构组分的影响 图 7 为退火态及横向预拉伸后实验板材 φ2 = 45° 的取向分布函数图( ODF) . 可以看出,各试样的织构 强点均处于{ 334} < 483 > 和{ 111} < 112 > 这两种铁 表 2 检测部位{ 111} < uvw > 取向晶粒的含量 Table 2 Content of { 111} < uvw > orientation grains at the detection area % 退火态 横向拉伸 3% 横向拉伸 6% 横向拉伸 9% 42. 1 48. 5 51. 5 48. 8 素体不锈钢退火态常见的 γ 纤维织构附近. 值得注意 的是,退火态的 γ 纤维织构分布较均匀,织构强点强度 不高. 然而随着横向变形量的增大,γ 纤维织构逐渐 向{ 111} < 112 > 组分汇聚,其强度越来越高,最大取 ·1153·
·1154· 工程科学学报,第37卷,第9期 晶粒籁-1 晶粒簇-2 (011) (1i1) X拉伸轴 图6褶皱产生示意图 Fig.6 Schematic plot of ridging formation 90°L 90 品粒取向密度2.00■4.00■6.00■8.00■10.00■ 晶粒取向密度2.00■4.00■6.00■8.00▣10.00■ P1 (c) 90 (d 90° 90 晶粒取向密度2.00■4.00■6.00■8.00■10.00■ 晶粒取向密度2.00■4.00■6.00■8.00■ 10.00■12.00■14.00m14.60m 图7实验板材经不同横向预拉伸变形后y纤维织构的分布.(a)退火态:(b)3%:(c)6%:()9% Fig.7 y-fible texture distribution of the tested steel with different transverse pre-stretching deformations:(a)annealed state:(b)3%(e)6% (d)9% 向密度由退火态的10升高到9%横向预拉之后的 等网指出,F钢中{111}织构比{111}明 14.6,形成较强的典型管状纤维织构. 显强时会产生过大的△值及明显的制耳现象.在本实 大量文献已经证明,y纤维取向有利于塑性应变 验中也发现了同样的现象.从图1可以看出,经过6% 比,值的提高,即γ纤维织构越强烈,深冲性能越好. 和9%横向预拉伸后再进行冲压的制品,其制耳现象 然而,r值增大的同时,△值一般也会增大,使得材料 较未预拉和3%预拉伸的更为明显. 凸耳系数提高.另外,Y取向线上织构的不等强度分 但是,冲压前在经过预拉伸的17%Cr超纯铁素体 布也将增加体心立方金属板材深冲制耳的趋势.杨平 不锈钢退火板中,出现更为集中的{111}织构
工程科学学报,第 37 卷,第 9 期 图 6 褶皱产生示意图 Fig. 6 Schematic plot of ridging formation 图 7 实验板材经不同横向预拉伸变形后 γ 纤维织构的分布. ( a) 退火态; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% Fig. 7 γ-fible texture distribution of the tested steel with different transverse pre-stretching deformations: ( a) annealed state; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% 向密度由 退 火 态 的 10 升 高 到 9% 横 向 预 拉 之 后 的 14. 6,形成较强的典型管状纤维织构. 大量文献已经证明,γ 纤维取向有利于塑性应变 比 r 值的提高,即 γ 纤维织构越强烈,深冲性能越好. 然而,r 值增大的同时,!r 值一般也会增大,使得材料 凸耳系数提高. 另外,γ 取向线上织构的不等强度分 布也将增加体心立方金属板材深冲制耳的趋势. 杨平 等[19]指出,IF 钢中{ 111} < 112 > 织构比{ 111} < 110 > 明 显强时会产生过大的!r 值及明显的制耳现象. 在本实 验中也发现了同样的现象. 从图 1 可以看出,经过 6% 和 9% 横向预拉伸后再进行冲压的制品,其制耳现象 较未预拉和 3% 预拉伸的更为明显. 但是,冲压前在经过预拉伸的 17% Cr 超纯铁素体 不锈钢退火板中,出现更为集中的{ 111} < 112 > 织构 ·1154·
熊强等:横向预拉伸对17%C超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 1155 强点并没有引起抗皱性的下降. 具有非常强烈的{111}织构,并且该取向已经 2.3.4对{111}<>织构晶粒簇宽度和方向的影响 形成明显的晶粒簇,其宽度约为数百微米.然而随着 图8为退火态轧板及横向预拉伸3%、6%和9% 横向拉伸变形量的增大,{111}晶粒簇的宽度 后板材轧面反极图(P℉ND).其中蓝色晶粒为 逐渐变窄.对比图1所示冲压件表面褶皱宽度可发 ∥轧面法向,红色为//轧面法向,紫色 现,晶粒簇的宽度变化趋势与其冲压表面褶皱宽度的 为/1轧面法向.从图中可以看出,四个试样均 变化趋势非常吻合 RD TD 211 530101 图8不同横向拉伸变形量的11轧面法向的品粒分布.(a)退火态:(b)3%:(c)6%:(d)9% Fig.8 Grains distribution of //ND for different transverse pre-stretching deformations:(a)annealed state:(b)3%;(c)6%:(d)9% 根据Takechi平面剪切应变起皱理论,{lll} 度变窄时,在拉伸和冲压变形过程中由于平面剪切应 或{112}取向晶粒簇在沿轧向的应力 变形成的褶皱宽度和高度也就随之降低,即褶皱得到 作用下,其2应变组分使晶粒簇在宽度方向发生有序 减轻.晶粒簇宽度与起皱高度的关系如图9所示.当 剪切变形而形成褶皱.因此,当材料内部的晶粒簇宽 晶粒簇宽度b,>b2时,对应褶皱高度h,>h2· (a) ND (b) TD 图9晶粒簇宽度与褚皱高度的示意图.()宽度较大的品粒簇:(b)宽度较小的品粒簇 Fig.9 Schematic plot of relation between the width of grain clusters and the height of ridging:(a)grain cluster with a larger width;(b)grain clus- ter with a smaller width 从图8还可以看出,退火态板材的{111} 时晶粒簇的偏转表现得更加明显.这种偏转将影响到 晶粒簇沿着轧向呈条带状分布,即平行于轧向.但是 拉伸和冲压过程中的起皱,本实验中横向预拉伸后板 当施加横向拉伸变形后,{111}取向晶粒簇与 材起皱明显减轻.Engler等0研究了采用斜轧工艺生 轧向发生一定角度的偏转,特别是6%和9%横向变形 产的板材经过退火后板材内部的晶粒取向分布,发现
熊 强等: 横向预拉伸对 17% Cr 超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响 强点并没有引起抗皱性的下降. 2. 3. 4 对{ 111} < uvw > 织构晶粒簇宽度和方向的影响 图 8 为退火态轧板及横向预拉伸 3% 、6% 和 9% 后板 材 轧 面 反 极 图 ( IPF-ND) . 其中蓝色晶粒为 < 111 > ∥轧面法向,红色为 < 001 > / /轧面法向,紫色 为 < 112 > / /轧面法向. 从图中可以看出,四个试样均 具有非常强烈的{ 111} < uvw > 织构,并且该取向已经 形成明显的晶粒簇,其宽度约为数百微米. 然而随着 横向拉伸变形量的增大,{ 111} < uvw > 晶粒簇的宽度 逐渐变窄. 对比图 1 所示冲压件表面褶皱宽度可发 现,晶粒簇的宽度变化趋势与其冲压表面褶皱宽度的 变化趋势非常吻合. 图 8 不同横向拉伸变形量的 < 111 > / /轧面法向的晶粒分布. ( a) 退火态; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% Fig. 8 Grains distribution of < 001 > / /ND for different transverse pre-stretching deformations: ( a) annealed state; ( b) 3% ; ( c) 6% ; ( d) 9% 根 据 Takechi 平面剪切应变起 皱理论,{ 111 } < uvw > 或{ 112} < uvw > 取向晶粒簇在沿轧向的应力 作用下,其 ε32应变组分使晶粒簇在宽度方向发生有序 剪切变形而形成褶皱. 因此,当材料内部的晶粒簇宽 度变窄时,在拉伸和冲压变形过程中由于平面剪切应 变形成的褶皱宽度和高度也就随之降低,即褶皱得到 减轻. 晶粒簇宽度与起皱高度的关系如图 9 所示. 当 晶粒簇宽度 b1 > b2时,对应褶皱高度 h1 > h2 . 图 9 晶粒簇宽度与褶皱高度的示意图. ( a) 宽度较大的晶粒簇; ( b) 宽度较小的晶粒簇 Fig. 9 Schematic plot of relation between the width of grain clusters and the height of ridging: ( a) grain cluster with a larger width; ( b) grain cluster with a smaller width 从图 8 还可以看出,退火态板材的{ 111} < uvw > 晶粒簇沿着轧向呈条带状分布,即平行于轧向. 但是 当施加横向拉伸变形后,{ 111} < uvw > 取向晶粒簇与 轧向发生一定角度的偏转,特别是 6% 和 9% 横向变形 时晶粒簇的偏转表现得更加明显. 这种偏转将影响到 拉伸和冲压过程中的起皱,本实验中横向预拉伸后板 材起皱明显减轻. Engler 等[20]研究了采用斜轧工艺生 产的板材经过退火后板材内部的晶粒取向分布,发现 ·1155·
·1156 工程科学学报,第37卷,第9期 其中具有典型取向的晶粒团簇沿与轧向呈约20°夹角 17%chromium stainless steel sheets.Trans JlM,1967,31 (6): 分布,并且按照此工艺得到的板材其抗皱性优于传统 717 轧制工艺生产的板材.因此可以看出,改变{111} 7]Lefebvre G,Sinclair C W,Lebensohn R A,et al.Accounting for local interactions in the prediction of roping of ferritic stainless 晶粒簇的方向,使之不平行于冲压时拉长变形 steel sheets.Modell Simul Mater Sci Eng,2012,20(2):1 的方向,可降低该织构组分间的平面剪切效应,将有利 [8]Wu P D.Jin H,Shi Y,et al.Analysis of ridging in ferritic stain- 于铁素体不锈钢表面抗皱性的提高. less steel sheet.Mater Sci Eng A,2006,423(1-2)300 3结论 ]Mola J.Jung I,Park J,et al.Ridging control in transformable ferritic stainless steels.Metall Mater Trans A,2012,43(1):228 (1)17%C超纯铁素体不锈钢冷轧退火板在冲 [10]Du W,Jiang L Z,Sun Q S,et al.Effect of the solidification 压前施加3%~9%的横向预拉伸变形,可减缓冲压表 structure on the ridging and drawability of ultra low carbon ferritic stainless steel.Baosteel Technol,2010(2):25 面起皱,提高抗皱性. (杜伟,江来珠,孙全社,等.凝固组织对超低碳铁素体不锈 (2)由于实验钢在退火态、横向拉伸和纵向拉伸 钢皱褶和深冲性的影响.宝钢技术,2010(2):25) 中{001}取向晶粒含量均较少,因此基于厚向 [11]Zhang C,Liu Z Y,Dong W B,et al.Study on the formability 塑性应变比差异的Chao模型不适用于解释其起皱过 and surface ridging of a 21%Cr ferritic stainless steel.I North- 程,但基于面外剪切应变的Takechi模型可以较好地 east Univ Nat Sci,2011,32(2):228 (张弛,刘振宇,董文卜,等.21%C铁素体不锈钢成型性 解释实验钢冲压起皱. 能和表面起皱研究.东北大学学报:自然科学版,2011,32 (3)横向预拉伸变形使{111}晶粒团簇 (2):228) 的宽度变窄,从而使团簇内晶粒的有序剪切变形宽度 [12]Yan H T,Bi H Y,Li X,et al.Effect of annealing temperature 降低,形成的山脊状褶皱高度降低.同时,横向预拉伸 on texture of Nb +Ti stabilized ferritic stainless steel.Iron Steel, 还使得晶粒簇发生偏转,与原始轧向之间形成一定夹 2009,44(6):69 角,从而提高抗皱性 (颜海涛,毕洪运,李鑫,等.退火温度对Nb+Ti双稳铁素 体不锈钢织构的影响.钢铁,2009,44(6):69) [13]Huh M Y,Engler 0.Effect of intermediate annealing on texture, 参考文献 formability and ridging of 17%Cr ferritic stainless steel sheet Xie S T,Liu Z Y,Wang G D.Development and application of Meter Sci Eng A,2001,308(1-2):74 manufacturing technology for high-performance and cost-saving [14]Shin H J,An J K,Park S H,et al.The effect of texture on rid- stainless steels.Eng Sci,2014,16(1):81 ging of ferritic stainless steel.Acta Mater,2003,51(16):4693 (谢胜涛,刘振宇,王国栋。高性能节约型不锈钢制备技术研 05] Gao F,Liu Z Y,Wang G D.Evolution of through-thickness tex- 发与应用.中国工程科学,2014,16(1):81) ture in ultra-ow C,N 17%Cr ferritic stainless steel during warm 2]Xu YT,Chen Z P,Li S.Decarburization and denitrogenation in rolling.Chin J Mater Res,2011,25(5):469 VOD process for ultra clean ferritic stainless steel.J Uni Sci (高飞,刘振宇,王国栋.超低碳、氮C17铁素体不锈钢低 Technol Beijing,2014,36(4):36 温轧制工艺中织构演变.材料研究学报,2011,25(5): (徐迎铁,陈兆平,李实.VOD治炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱 469) 氮.北京科技大学学报,2014,36(4):36) [16]Tsuji N,Tsuzaki K,Maki T.Effect of initial orientation on the B]Gao F,Liu HT,Liu Z Y,et al.Through-thickness texture evolu- recrystallization behavior of solidified columnar crystals in a 19% tion,formability and ridging in high purified 17%Cr ferritice stain- Cr ferritic stainless steel.ISIJ Int,1993,33(7):783 less steel.Trans Mater Heat Treat,2012,33(4):38 07] Wright R N.Anisotropie plastic flow in ferritic stainless steels (高飞,刘海涛,刘振字,等.高纯C17钢板厚方向织构演 and the "roping"phenomenon.Metall Trans,1972,3(1):83 变、成型性能及表面皱折.材料热处理学报,2012,33(4): 18] Hamasaki M,Gokyu I,Okamura S.Ridging in 18%chromium 38) stainless steel.Trans JIM,1972,13 (4):238 4]Li X B.Production process technology development of cold-olled [19]Yang P,Li Z C,Mao W M,et al.Formation of the {111} sheet of ferritic stainless steel SUS430 with good ridging resist- 再结晶织 生产工艺技术的开发.塑性工程学报,2006,13(3):35) 构的形成.材料热处理学报,2009,30(3):46) 5]Chao H C.Recent studies into the mechanism of ridging in ferritic 20]Engler 0.Huh M Y,Tome C N.Crystal-plasticity analysis of stainless steels.Metall Trans,1973,4(4):1183 ridging in ferritie stainless steel sheets.Metall Mater Trans A, 6]Takechi H,Kato H.The mechanism of ridging phenomenon in 2005,36(11):3127
工程科学学报,第 37 卷,第 9 期 其中具有典型取向的晶粒团簇沿与轧向呈约 20°夹角 分布,并且按照此工艺得到的板材其抗皱性优于传统 轧制工 艺 生 产 的 板 材. 因 此 可 以 看 出,改 变 { 111 } < uvw > 晶粒簇的方向,使之不平行于冲压时拉长变形 的方向,可降低该织构组分间的平面剪切效应,将有利 于铁素体不锈钢表面抗皱性的提高. 3 结论 ( 1) 17% Cr 超纯铁素体不锈钢冷轧退火板在冲 压前施加 3% ~ 9% 的横向预拉伸变形,可减缓冲压表 面起皱,提高抗皱性. ( 2) 由于实验钢在退火态、横向拉伸和纵向拉伸 中{ 001} < uvw > 取向晶粒含量均较少,因此基于厚向 塑性应变比差异的 Chao 模型不适用于解释其起皱过 程,但基于面外剪切应变的 Takechi 模型可以较好地 解释实验钢冲压起皱. ( 3) 横向预拉伸变形使{ 111} < uvw > 晶粒团簇 的宽度变窄,从而使团簇内晶粒的有序剪切变形宽度 降低,形成的山脊状褶皱高度降低. 同时,横向预拉伸 还使得晶粒簇发生偏转,与原始轧向之间形成一定夹 角,从而提高抗皱性. 参 考 文 献 [1] Xie S T,Liu Z Y,Wang G D. Development and application of manufacturing technology for high-performance and cost-saving stainless steels. Eng Sci,2014,16( 1) : 81 ( 谢胜涛,刘振宇,王国栋. 高性能节约型不锈钢制备技术研 发与应用. 中国工程科学,2014,16( 1) : 81) [2] Xu Y T,Chen Z P,Li S. Decarburization and denitrogenation in VOD process for ultra clean ferritic stainless steel. J Univ Sci Technol Beijing,2014,36( 4) : 36 ( 徐迎铁,陈兆平,李实. VOD 冶炼超纯铁素体不锈钢脱碳脱 氮. 北京科技大学学报,2014,36( 4) : 36) [3] Gao F,Liu H T,Liu Z Y,et al. Through-thickness texture evolution,formability and ridging in high purified 17% Cr ferritic stainless steel. Trans Mater Heat Treat,2012,33( 4) : 38 ( 高飞,刘海涛,刘振宇,等. 高纯 Cr17 钢板厚方向织构演 变、成型性能及表面皱折. 材料热处理学报,2012,33 ( 4) : 38) [4] Li X B. Production process technology development of cold-rolled sheet of ferritic stainless steel SUS430 with good ridging resistance. J Plast Eng,2006,13( 3) : 35 ( 李晓波. 具有良好抗皱性能的 SUS430 型铁素体不锈钢冷板 生产工艺技术的开发. 塑性工程学报,2006,13( 3) : 35) [5] Chao H C. Recent studies into the mechanism of ridging in ferritic stainless steels. Metall Trans,1973,4( 4) : 1183 [6] Takechi H,Kato H. The mechanism of ridging phenomenon in 17% chromium stainless steel sheets. Trans JIM,1967,31( 6) : 717 [7] Lefebvre G,Sinclair C W,Lebensohn R A,et al. Accounting for local interactions in the prediction of roping of ferritic stainless steel sheets. Modell Simul Mater Sci Eng,2012,20( 2) : 1 [8] Wu P D,Jin H,Shi Y,et al. Analysis of ridging in ferritic stainless steel sheet. Mater Sci Eng A,2006,423( 1 - 2) : 300 [9] Mola J,Jung I,Park J,et al. Ridging control in transformable ferritic stainless steels. Metall Mater Trans A,2012,43( 1) : 228 [10] Du W,Jiang L Z,Sun Q S,et al. Effect of the solidification structure on the ridging and drawability of ultra low carbon ferritic stainless steel. Baosteel Technol,2010( 2) : 25 ( 杜伟,江来珠,孙全社,等. 凝固组织对超低碳铁素体不锈 钢皱褶和深冲性的影响. 宝钢技术,2010( 2) : 25) [11] Zhang C,Liu Z Y,Dong W B,et al. Study on the formability and surface ridging of a 21% Cr ferritic stainless steel. J Northeast Univ Nat Sci,2011,32( 2) : 228 ( 张弛,刘振宇,董文卜,等. 21% Cr 铁素体不锈钢成型性 能和表面起皱研究. 东北大学学报: 自然科学版,2011,32 ( 2) : 228) [12] Yan H T,Bi H Y,Li X,et al. Effect of annealing temperature on texture of Nb + Ti stabilized ferritic stainless steel. Iron Steel, 2009,44( 6) : 69 ( 颜海涛,毕洪运,李鑫,等. 退火温度对 Nb + Ti 双稳铁素 体不锈钢织构的影响. 钢铁,2009,44( 6) : 69) [13] Huh M Y,Engler O. Effect of intermediate annealing on texture, formability and ridging of 17% Cr ferritic stainless steel sheet. Meter Sci Eng A,2001,308( 1--2) : 74 [14] Shin H J,An J K,Park S H,et al. The effect of texture on ridging of ferritic stainless steel. Acta Mater,2003,51( 16) : 4693 [15] Gao F,Liu Z Y,Wang G D. Evolution of through-thickness texture in ultra-low C,N 17% Cr ferritic stainless steel during warm rolling. Chin J Mater Res,2011,25( 5) : 469 ( 高飞,刘振宇,王国栋. 超低碳、氮 Cr17 铁素体不锈钢低 温轧制工 艺 中 织 构 演 变. 材 料 研 究 学 报,2011,25 ( 5 ) : 469) [16] Tsuji N,Tsuzaki K,Maki T. Effect of initial orientation on the recrystallization behavior of solidified columnar crystals in a 19% Cr ferritic stainless steel. ISIJ Int,1993,33( 7) : 783 [17] Wright R N. Anisotropic plastic flow in ferritic stainless steels and the“roping”phenomenon. Metall Trans,1972,3( 1) : 83 [18] Hamasaki M,Gokyu I,Okamura S. Ridging in 18% chromium stainless steel. Trans JIM,1972,13( 4) : 238 [19] Yang P,Li Z C,Mao W M,et al. Formation of the { 111 } < 112 > annealing texture in steels. Trans Mater Heat Treat, 2009,30( 3) : 46 ( 杨平,李志超,毛卫民,等. 钢中{ 111} < 112 > 再结晶织 构的形成. 材料热处理学报,2009,30( 3) : 46) [20] Engler O,Huh M Y,Tomé C N. Crystal-plasticity analysis of ridging in ferritic stainless steel sheets. Metall Mater Trans A, 2005,36( 11) : 3127 ·1156·