退火温度对430不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响

第36卷第12期 北京科技大学学报 Vol.36 No.12 2014年12月 Journal of University of Science and Technology Beijing Dec.2014 退火温度对430不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 张雄”，温治2》，豆瑞锋)四，周钢”，李志强” 1)北京科技大学机械工程学院，北京1000832)北京科技大学治金工业节能减排北京市重点实验室，北京100083 ☒通信作者，E-mail:douruifeng(@126.com 摘要针对现场生产的430不锈钢冷轧板，通过高温连续退火实验研究了退火温度对材料显微组织、强度、塑性以及各向异 性性能的影响.通过实验得到了合理的两段式加热连续退火工艺：选取中间温度为600℃，加热Ⅱ段的加热速率为2.3℃·s·, 最高加热温度为840℃.随着退火温度的升高，薄板的屈服强度和硬度呈明显的两阶段降低趋势，延伸率呈“$”型趋势增加， 平均塑性应变比基本保持不变(1.25左右)，而轧制平面各向异性指数有一定的降低.针对430不锈钢冷轧板分别建立了屈 服强度与退火软化率和延伸率之间的定量关系. 关键词不锈钢：退火温度；显微组织：力学性能：拉伸试验 分类号TG142.71:TG156.23 Effect of annealing temperature on the microstructure and mechanical properties of cold-rolled 430 stainless steel ZHANG Xiong,WEN Zhi,DOU Rui-feng,ZHOU Gang",LI Zhi-qiang 1)School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing Key Laboratory for Energy Saving and Emission Reduction of Metallurgical Industry,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:douruifeng@126.com ABSTRACT The effects of annealing temperature on the microstructure,strength,elongation and anisotropy properties of cold-rolled 430 stainless steel were studied by continuous annealing experiment.An available double-heating section annealing process is obtained for the cold-rolled steel as the following:the intermediate and the maximum annealing temperature are 600 and 840 C,respectively, and the heating rate of the second heating section is maintained at 2.3C's.As continuous annealing proceeds,the mechanical properties of the strip have great changes:when the annealing temperature rises,the yield strength and hardness decrease by a two- stage trend,the elongation sigmoidally increases,the mean Lankford value remains at a level of approximately 1.25,and the variation of Lankford value on the rolling plane has apparent decrease.Quantitative relationships between yield strength and softening fraction and between yield strength and elongation are determined for the cold-rolled steel. KEY WORDS stainless steel;annealing temperature:microstructure;mechanical properties:tensile testing 430不锈钢属于最早开发的铁素体不锈钢钢种 耗低、生产周期短等优势成为主要的冷轧板退火工 之一，主要应用在汽车、家电等行业.冷轧后的430艺.然而，由于连续退火过程中退火温度很高，需要 不锈钢板内部含有大量的缺陷无法直接使用，需要 对整个退火过程进行精确的控制.如果退火温度过 通过再结晶退火进行软化处理.目前430铁素体不 低会造成冷轧板硬度过高、塑性和成型性能较差等 锈钢冷轧板的退火分为低温罩式退火(BAF)和高温 问题；退火温度过高又会造成晶粒长大以及能耗增 连续退火(CAPL)两种.高温连续退火由于能 加的问题回 收稿日期：2013-0909 基金项目：中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(FRF一AS-10O05B) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.12.012;http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 12 期 2014 年 12 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 12 Dec． 2014 退火温度对 430 不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 张 雄1) ，温 治2) ，豆瑞锋1) ，周 钢1) ，李志强1) 1) 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 2) 北京科技大学冶金工业节能减排北京市重点实验室，北京 100083  通信作者，E-mail: douruifeng@ 126． com 摘 要 针对现场生产的 430 不锈钢冷轧板，通过高温连续退火实验研究了退火温度对材料显微组织、强度、塑性以及各向异 性性能的影响． 通过实验得到了合理的两段式加热连续退火工艺: 选取中间温度为 600 ℃，加热 II 段的加热速率为 2. 3 ℃·s － 1， 最高加热温度为 840 ℃ ． 随着退火温度的升高，薄板的屈服强度和硬度呈明显的两阶段降低趋势，延伸率呈“S”型趋势增加， 平均塑性应变比基本保持不变( 1. 25 左右) ，而轧制平面各向异性指数有一定的降低． 针对 430 不锈钢冷轧板分别建立了屈 服强度与退火软化率和延伸率之间的定量关系． 关键词 不锈钢; 退火温度; 显微组织; 力学性能; 拉伸试验 分类号 TG 142. 71; TG 156. 23 Effect of annealing temperature on the microstructure and mechanical properties of cold-rolled 430 stainless steel ZHANG Xiong1) ，WEN Zhi2) ，DOU Ｒui-feng1)  ，ZHOU Gang1) ，LI Zhi-qiang1) 1) School of Mechanical Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) Beijing Key Laboratory for Energy Saving and Emission Ｒeduction of Metallurgical Industry，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: douruifeng@ 126． com ABSTＲACT The effects of annealing temperature on the microstructure，strength，elongation and anisotropy properties of cold-rolled 430 stainless steel were studied by continuous annealing experiment． An available double-heating section annealing process is obtained for the cold-rolled steel as the following: the intermediate and the maximum annealing temperature are 600 and 840 ℃，respectively， and the heating rate of the second heating section is maintained at 2. 3 ℃·s － 1 ． As continuous annealing proceeds，the mechanical properties of the strip have great changes: when the annealing temperature rises，the yield strength and hardness decrease by a two￾stage trend，the elongation sigmoidally increases，the mean Lankford value remains at a level of approximately 1. 25，and the variation of Lankford value on the rolling plane has apparent decrease． Quantitative relationships between yield strength and softening fraction and between yield strength and elongation are determined for the cold-rolled steel． KEY WOＲDS stainless steel; annealing temperature; microstructure; mechanical properties; tensile testing 收稿日期: 2013--09--09 基金项目: 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目( FＲF--AS--10--005B) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 12． 012; http: / /journals． ustb． edu． cn 430 不锈钢属于最早开发的铁素体不锈钢钢种 之一，主要应用在汽车、家电等行业． 冷轧后的 430 不锈钢板内部含有大量的缺陷无法直接使用，需要 通过再结晶退火进行软化处理． 目前 430 铁素体不 锈钢冷轧板的退火分为低温罩式退火( BAF) 和高温 连续退火( CAPL) 两种［1--2］． 高温连续退火由于能 耗低、生产周期短等优势成为主要的冷轧板退火工 艺． 然而，由于连续退火过程中退火温度很高，需要 对整个退火过程进行精确的控制． 如果退火温度过 低会造成冷轧板硬度过高、塑性和成型性能较差等 问题; 退火温度过高又会造成晶粒长大以及能耗增 加的问题［3］．

第12期 张雄等：退火温度对430不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 ·1651· 目前，针对冷轧板退火过程的研究主要集中在 620、660、690、730、770、810、840和880℃. 两个方面：一方面是通过等温退火实验，研究不同退 1000 火温度下冷轧板的组织和性能随保温时间的变化， 最高温度 该结果无法直接应用到连续退火过程，只能对连续 退火工艺的制定起到一定的参考作用：另一方 加热中间温度560℃) -12.5℃、1 面是针对特定的退火设备，研究其可实现的退火工 艺范围，进而基于该设备确定退火工艺制度，研究得 加热速举=23℃ 5.0℃ 到的退火工艺制度不具备通用性囚.由此可知，要 建立合理通用的冷轧板连续退火工艺，就必须对冷 轧板在连续退火过程中的软化机理进行详细的实验 研究，同时还需要明确退火过程中软化率对冷轧板 加热I段 加热Ⅱ段 冷却段 力学性能的影响规律. 300 退火时间s 针对某厂生产的0.4mm厚度规格的430不锈 图1430铁素体不锈钢冷轧薄板的实际退火工艺 钢冷轧板（下文简称薄板），沿轧制方向上取0°、45° Fig.1 Actual annealing process of cold-rolled 430 stainless steel 和90°三个不同方向上的试样，在不同退火温度条 根据GBT5027一2007，从退火后的试样上裁取 件下进行模拟退火实验，对退火后薄板的显微组织 两个相同规格的拉伸试样（平行区宽度为12mm,标 和力学性能进行检测，得到退火温度对薄板显微组 距为50mm),取两个试样的平均值作为拉伸试验结 织、强度、塑性和各向异性性能的影响，同时，通过 果.拉伸试验在WDW-200D微控电子万能拉伸试 硬度法测定了不同退火温度下薄板的软化率阿，并 验机上进行.当延伸率为12%时，测量平行区的宽 定量分析了冷轧板内部的残余应变与屈服强度和延 度以计算塑性应变比r(Lankford值).得到不同退 伸率之间的关系 火工艺下0°、45°和90°薄板试样的roT4s和r0后， 1实验材料及方法 利用 以国内某企业生产的430不锈钢冷轧薄板为原 7=。+2rs+r0 (1) 4 材料，厚度为0.4mm(冷轧压下量为84%)，化学成 和 分如表1所示.分别从与轧向呈0°、45°和90°三个 方向上各取八块160mm×40mm尺寸的退火试样. 4r='。+'0-2rs (2) 模拟退火实验在北京科技大学CCT-AV-Ⅱ型模拟 计算平均塑性应变比？和平面各向异性指数△r.为 退火实验机上进行 了分析退火工艺对薄板强度和延伸率的影响，在同 表1430铁素体不锈钢的主要化学成分（质量分数） 一退火工艺下取0°、45°和90°三个方向上强度和延 Table 1 Main Chemical composition of 430 stainless steel 伸率的平均值作为该退火工艺下薄板的强度和 C Si Mn P S Cr Ni Fe 塑性. 0.040.250.360.0140.00116.110.09余量 同时，从退火后试样上取6mm×10mm×0.4 mm(轧向长度×横向长度×厚度)的小试样进行组 在实际生产过程中，430铁素体不锈钢冷轧薄 织和硬度的测量.将试样轧制方向的截面研磨抛光 板采用两段式加热的退火工艺，如图1所示.首先， 以后，利用FeCl3盐酸溶液进行侵蚀，在Leica光学 将带钢以5.0℃·s-1的加热速率加热到560℃的中 显微镜观察其显微组织，利用数显维氏硬度计对不 间温度，随后以2.3℃s1的加热速率加热到870℃ 同退火条件下的薄板硬度进行测量，载荷选择98N. 左右的温度，并迅速冷却以避免不利组织和织构的 生成.由于软化过程主要发生在加热Ⅱ段，所以加 2实验结果 热Ⅱ段的加热速率和最高加热温度(T)是决定 2.1对薄板组织和硬度的影响 430不锈钢冷轧板连续退火过程的两个主要因素. 图2为430不锈钢冷轧板内部显微组织随退火 为了模拟实际过程，退火实验中保持加热I段的加 温度的变化关系.由于铁素体不锈钢的层错能较 热速率和中间温度以及加热Ⅱ段的加热速率不变， 高，在晶粒的堆垛层中出现的层错现象较少，所以塑 分别为5.0和2.3℃·s,最高退火温度分别取 性变形主要以位错的滑移机制为主，经过大的冷轧

第 12 期 张 雄等: 退火温度对 430 不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 目前，针对冷轧板退火过程的研究主要集中在 两个方面: 一方面是通过等温退火实验，研究不同退 火温度下冷轧板的组织和性能随保温时间的变化， 该结果无法直接应用到连续退火过程，只能对连续 退火工艺的制定起到一定的参考作用［2，4］; 另一方 面是针对特定的退火设备，研究其可实现的退火工 艺范围，进而基于该设备确定退火工艺制度，研究得 到的退火工艺制度不具备通用性［5］． 由此可知，要 建立合理通用的冷轧板连续退火工艺，就必须对冷 轧板在连续退火过程中的软化机理进行详细的实验 研究，同时还需要明确退火过程中软化率对冷轧板 力学性能的影响规律． 针对某厂生产的 0. 4 mm 厚度规格的 430 不锈 钢冷轧板( 下文简称薄板) ，沿轧制方向上取 0°、45° 和 90°三个不同方向上的试样，在不同退火温度条 件下进行模拟退火实验，对退火后薄板的显微组织 和力学性能进行检测，得到退火温度对薄板显微组 织、强度、塑性和各向异性性能的影响． 同时，通过 硬度法测定了不同退火温度下薄板的软化率［6］，并 定量分析了冷轧板内部的残余应变与屈服强度和延 伸率之间的关系． 1 实验材料及方法 以国内某企业生产的 430 不锈钢冷轧薄板为原 材料，厚度为 0. 4 mm ( 冷轧压下量为 84% ) ，化学成 分如表 1 所示． 分别从与轧向呈 0°、45°和 90°三个 方向上各取八块 160 mm × 40 mm 尺寸的退火试样． 模拟退火实验在北京科技大学 CCT--AV--II 型模拟 退火实验机上进行． 表 1 430 铁素体不锈钢的主要化学成分( 质量分数) Table 1 Main Chemical composition of 430 stainless steel % C Si Mn P S Cr Ni Fe 0. 04 0. 25 0. 36 0. 014 0. 001 16. 11 0. 09 余量 在实际生产过程中，430 铁素体不锈钢冷轧薄 板采用两段式加热的退火工艺，如图 1 所示． 首先， 将带钢以 5. 0 ℃·s － 1的加热速率加热到 560 ℃ 的中 间温度，随后以 2. 3 ℃·s － 1的加热速率加热到 870 ℃ 左右的温度，并迅速冷却以避免不利组织和织构的 生成． 由于软化过程主要发生在加热Ⅱ段，所以加 热Ⅱ段的加热速率和最高加热温度( Tmax ) 是决定 430 不锈钢冷轧板连续退火过程的两个主要因素． 为了模拟实际过程，退火实验中保持加热Ⅰ段的加 热速率和中间温度以及加热Ⅱ段的加热速率不变， 分别为 5. 0 和 2. 3 ℃·s － 1，最高退火温度分别取 620、660、690、730、770、810、840 和 880 ℃ ． 图 1 430 铁素体不锈钢冷轧薄板的实际退火工艺 Fig． 1 Actual annealing process of cold-rolled 430 stainless steel 根据 GBT5027—2007，从退火后的试样上裁取 两个相同规格的拉伸试样( 平行区宽度为 12 mm，标 距为 50 mm) ，取两个试样的平均值作为拉伸试验结 果． 拉伸试验在 WDW--200D 微控电子万能拉伸试 验机上进行． 当延伸率为 12% 时，测量平行区的宽 度以计算塑性应变比 r ( Lankford 值) ． 得到不同退 火工艺下 0°、45°和 90°薄板试样的 r0、r45 和 r90 后， 利用 r = r0 + 2r45 + r90 4 ( 1) 和 Δr = r0 + r90 － 2r45 2 ( 2) 计算平均塑性应变比 r 和平面各向异性指数 Δr． 为 了分析退火工艺对薄板强度和延伸率的影响，在同 一退火工艺下取 0°、45°和 90°三个方向上强度和延 伸率的平均值作为该退火工艺下薄板的强度和 塑性． 同时，从退火后试样上取 6 mm × 10 mm × 0. 4 mm ( 轧向长度 × 横向长度 × 厚度) 的小试样进行组 织和硬度的测量． 将试样轧制方向的截面研磨抛光 以后，利用 FeCl3 盐酸溶液进行侵蚀，在 Leica 光学 显微镜观察其显微组织，利用数显维氏硬度计对不 同退火条件下的薄板硬度进行测量，载荷选择 98 N． 2 实验结果 2. 1 对薄板组织和硬度的影响 图 2 为 430 不锈钢冷轧板内部显微组织随退火 温度的变化关系． 由于铁素体不锈钢的层错能较 高，在晶粒的堆垛层中出现的层错现象较少，所以塑 性变形主要以位错的滑移机制为主，经过大的冷轧 · 1561 ·

·1652 北京科技大学学报 第36卷 压下量后会出现大量的晶内变形带).对于430铁 形核；当最高退火温度达到730℃时，材料内部的 素体不锈钢冷轧板，当最高退火温度为620℃时，材 再结晶已经达到了一定的程度，但依然有一些较 料内部基本保留了冷轧态时的组织特点，具体如图 为明显的变形带和一些较大的形变晶粒：当最高 2(a)所示：由图2(b)可知，当最高退火温度为 退火温度在840℃左右时，材料基本接近完全再结 690℃时，在变形带内部零星地出现一些细小的再 晶；最高退火温度达到880℃时，就可以得到均匀 结晶晶粒，说明在此温度时刚开始出现再结晶的 等轴的铁素体组织，晶粒平均尺寸约为13.8μm, 形核现象，而且再结晶晶粒趋向于在变形带内部 如图2()所示. 50 um 50m 50m (e) 50 jm 50m 50 um 北 图2不同最高退火温度下430铁素体不锈钢冷轧湾板显微组织.(a)620℃：(b)690℃：(c)730℃：(d)810℃：()840℃：(0880℃ Fig.2 Variation of microstructure with different T values:(a)620℃：(b)690℃：(c)730℃：(d)810℃：(e)840℃：(f0880℃ 结合薄板内部显微组织的变化规律以及薄板的 260 硬度随退火温度的变化关系可知（见图3），在退火 过程中冷轧薄板的软化可以分为两个阶段：第一阶 240 段是回复软化机制，主要发生600~690℃的温度范 220 围内，在回复阶段材料的显微组织不会发生明显的 200 变化，而硬度则从HV256降低并稳定在HV220左 右；第二阶段是再结品软化机制，发生在690℃以上 180 的温度范围内，在690~810℃的退火温度范围内薄 160 板硬度迅速降低，当温度达到810℃以上时硬度基 14 本不发生变化，维持在HV145左右. 600 650 700750800 850 900 对于430不锈钢冷轧薄板的两阶段式加热的退 最高退火温度℃ 火工艺（图1），可以将中间温度设定在600℃左右. 图3薄板硬度随最高退火温度T的变化 当温度在600℃以下时薄板的显微组织和力学性能 Fig.3 Hardness variation of the strip with T 基本不会发生明显的变化，所以加热I段的加热速 度的变化关系，如图4所示.由图4可知，随着退火 率不需要进行精确控制，只要精确控制加热Ⅱ段的 温度的升高，抗拉强度呈降低的趋势，降低速率逐渐 加热速率和最高加热温度T,即可以得到满足要 减小并最终稳定在450MPa左右.同时，屈服强度 求的430不锈钢薄板. 随退火温度的升高也有一个较为明显的两阶段降低 2.2对薄板强度和塑性的影响 趋势，在690℃之前屈服强度的降低速率逐渐变缓， 通过对不同退火条件下的材料进行拉伸试验， 在690℃左右时降低速率有一个剧烈的增加，随后 得到了430不锈钢冷轧板的强度和延伸率随退火温 逐渐变缓，屈服强度最终稳定在320MPa左右

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 压下量后会出现大量的晶内变形带［7］． 对于 430 铁 素体不锈钢冷轧板，当最高退火温度为 620 ℃ 时，材 料内部基本保留了冷轧态时的组织特点，具体如图 2( a) 所 示; 由 图 2 ( b) 可 知，当最高退火温度为 690 ℃ 时，在变形带内部零星地出现一些细小的再 结晶晶粒，说明在此温度时刚开始出现再结晶的 形核现象，而且再结晶晶粒趋向于在变形带内部 形核; 当最高退火温度达到 730 ℃ 时，材料内部的 再结晶已经达到了一定的程度，但依然有一些较 为明显的变形带和一些较大的形变晶粒; 当最高 退火温度在840 ℃ 左右时，材料基本接近完全再结 晶; 最高退火温度达到 880 ℃ 时，就可以得到均匀 等轴的铁素体组织，晶粒平均尺寸约为 13. 8 μm， 如图 2( f) 所示． 图 2 不同最高退火温度下 430 铁素体不锈钢冷轧薄板显微组织 . ( a) 620 ℃ ; ( b) 690 ℃ ; ( c) 730 ℃ ; ( d) 810 ℃ ; ( e) 840 ℃ ; ( f) 880 ℃ Fig． 2 Variation of microstructure with different Tmax values: ( a) 620 ℃ ; ( b) 690 ℃ ; ( c) 730 ℃ ; ( d) 810 ℃ ; ( e) 840 ℃ ; ( f) 880 ℃ 结合薄板内部显微组织的变化规律以及薄板的 硬度随退火温度的变化关系可知( 见图 3) ，在退火 过程中冷轧薄板的软化可以分为两个阶段: 第一阶 段是回复软化机制，主要发生 600 ～ 690 ℃ 的温度范 围内，在回复阶段材料的显微组织不会发生明显的 变化，而硬度则从 HV 256 降低并稳定在 HV 220 左 右; 第二阶段是再结晶软化机制，发生在 690 ℃ 以上 的温度范围内，在 690 ～ 810 ℃的退火温度范围内薄 板硬度迅速降低，当温度达到 810 ℃ 以上时硬度基 本不发生变化，维持在 HV 145 左右． 对于 430 不锈钢冷轧薄板的两阶段式加热的退 火工艺( 图 1) ，可以将中间温度设定在 600 ℃ 左右． 当温度在 600 ℃以下时薄板的显微组织和力学性能 基本不会发生明显的变化，所以加热Ⅰ段的加热速 率不需要进行精确控制，只要精确控制加热Ⅱ段的 加热速率和最高加热温度 Tmax，即可以得到满足要 求的 430 不锈钢薄板． 2. 2 对薄板强度和塑性的影响 通过对不同退火条件下的材料进行拉伸试验， 得到了 430 不锈钢冷轧板的强度和延伸率随退火温 图 3 薄板硬度随最高退火温度 Tmax的变化 Fig． 3 Hardness variation of the strip with Tmax 度的变化关系，如图 4 所示． 由图 4 可知，随着退火 温度的升高，抗拉强度呈降低的趋势，降低速率逐渐 减小并最终稳定在 450 MPa 左右． 同时，屈服强度 随退火温度的升高也有一个较为明显的两阶段降低 趋势，在 690 ℃之前屈服强度的降低速率逐渐变缓， 在 690 ℃左右时降低速率有一个剧烈的增加，随后 逐渐变缓，屈服强度最终稳定在 320 MPa 左右． · 2561 ·

第12期 张雄等：退火温度对430不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 ·1653· 40 800 1.8 35 30 抗拉强度 延伸率 700 .6 25 出 20 600 屈服强度 1.4 15 500 1.2 400 5 ◆ 9030 1.0 600 650 700750800 850 最高退火温度℃ 760 780800820840860880 最高退火温度℃ 图4薄板强度和延伸率随最高退火温度T的变化 Fig.4 Strength and elongation variations of the strip with annealing 图5 430铁素体不锈钢冷轧薄板的r值随最高退火温度T的 temperature T 变化 Fig.5 Variation of Lankford value r of the strip with T 由图4可知，薄板的延伸率随着退火温度的升 高有一个明显的“S”型变化规律.当退火温度低于 的降低趋势，r。与T4s的值接近，退火温度对r和T4s 700℃时，虽然薄板的强度有较为明显的降低，但是 值影响很小.杨平等圆认为，对于体心立方金属冷 其延伸率基本维持在2.5%以下，随着退火温度的 轧板，其在退火过程中111}面织构中{11}〈112) 进一步升高延伸率迅速增加，完全退火后薄板的延 和{11}110〉两个主要织构具有一定的竞争生长 伸率约为34.5%. 关系，完全退火后薄板内部{111}面织构主要以 通过对拉伸应力一应变曲线处理，得到430冷 {11}112)织构为主，所以最终薄板的T0值会明 轧板在不同退火状态下加工硬化指数n的值，如表 显大于Ts和ro 2所示（退火温度低于730℃时薄板在拉伸过程中 根据图5所示的结果，利用式(1)和式(2)可以 没有明显的加工硬化阶段).由表2可知，在730~ 计算出不同退火温度时薄板薄板的平均塑性应变比 810℃的范围内随着退火温度的升高n值明显升 r和平面各向异性指数△r,见图6.由图6可知，薄 高，当退火温度高于810℃以后n值基本稳定在 板的平均塑性应变比在1.25左右，而且退火温度对 0.26左右.在430不锈钢冷轧板的退火过程中，随 其影响很小.但是，随着退火温度的升高，△r的值 着退火温度的升高材料内部的残余应变量减少，进 有一定的降低趋势，△，的降低可以很好地改善薄板 而使得薄板的加工硬化率逐渐升高，当退火温度高 的抗褶皱性能 于810℃以后薄板已经接近完全软化，n值基本保 0.50 持不变 0.45 1.4 表2不同退火温度下薄板的加工硬化率 0.50 Table 2 Work-hardening rates of the strip at different T values 0.35 1.3 T/℃ 0.30白 730 770 810840 880 12 0.25 n 0.193 0.2460.262 0.2660.263 0.20 1.1 2.3对薄板各向异性的影响 0.15 塑性应变比，值是评价薄板深冲性能的重要指 0.10 1.0 760780 800820840860 880 标.？值为在一定的应力条件下薄板在垂直于轧制 最高退火温度℃ 平面法线方向上的应变与轧制平面法线方向上的应 图6F和△r值随T的变化 变之比.根据GBT5027一2007，取12%延伸量时平 Fig.6 r and Ar variations of the strip with T 行区的宽度来计算不同退火条件下薄板T。T4s和T0 的值，具体如图5所示（最高退火温度低于770℃时 3分析与讨论 薄板的延伸率较差，无法测量得到准确的，值) 由图5可知，在不同的退火条件下10的值均高 冷轧后的430铁素体不锈钢薄板在材料内部存 于r4s和r。的值，而且随着退火温度的升高ro有一定 在大量的位错、亚晶等缺陷，无法直接使用，需要经

第 12 期 张 雄等: 退火温度对 430 不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 图 4 薄板强度和延伸率随最高退火温度 Tmax的变化 Fig． 4 Strength and elongation variations of the strip with annealing temperature Tmax 由图 4 可知，薄板的延伸率随着退火温度的升 高有一个明显的“S”型变化规律． 当退火温度低于 700 ℃ 时，虽然薄板的强度有较为明显的降低，但是 其延伸率基本维持在 2. 5% 以下，随着退火温度的 进一步升高延伸率迅速增加，完全退火后薄板的延 伸率约为 34. 5% ． 通过对拉伸应力--应变曲线处理，得到 430 冷 轧板在不同退火状态下加工硬化指数 n 的值，如表 2 所示( 退火温度低于 730 ℃ 时薄板在拉伸过程中 没有明显的加工硬化阶段) ． 由表 2 可知，在 730 ～ 810 ℃的范围内随着退火温度的升高 n 值明显升 高，当退火温度高于 810 ℃ 以后 n 值基本稳定在 0. 26 左右． 在 430 不锈钢冷轧板的退火过程中，随 着退火温度的升高材料内部的残余应变量减少，进 而使得薄板的加工硬化率逐渐升高，当退火温度高 于 810 ℃以后薄板已经接近完全软化，n 值基本保 持不变． 表 2 不同退火温度下薄板的加工硬化率 Table 2 Work-hardening rates of the strip at different Tmax values Tmax /℃ 730 770 810 840 880 n 0. 193 0. 246 0. 262 0. 266 0. 263 2. 3 对薄板各向异性的影响 塑性应变比 r 值是评价薄板深冲性能的重要指 标． r 值为在一定的应力条件下薄板在垂直于轧制 平面法线方向上的应变与轧制平面法线方向上的应 变之比． 根据 GBT5027—2007，取 12% 延伸量时平 行区的宽度来计算不同退火条件下薄板 r0、r45和 r90 的值，具体如图 5 所示( 最高退火温度低于 770 ℃ 时 薄板的延伸率较差，无法测量得到准确的 r 值) ． 由图 5 可知，在不同的退火条件下 r90的值均高 于 r45和 r0的值，而且随着退火温度的升高 r90有一定 图 5 430 铁素体不锈钢冷轧薄板的 r 值随最高退火温度 Tmax的 变化 Fig． 5 Variation of Lankford value r of the strip with Tmax 的降低趋势，r0与 r45的值接近，退火温度对 r0 和 r45 值影响很小． 杨平等［8］认为，对于体心立方金属冷 轧板，其在退火过程中{ 111} 面织构中{ 111} 〈112〉 和{ 111} 〈110〉两个主要织构具有一定的竞争生长 关系，完全退火后薄板内部{ 111 } 面 织 构 主 要 以 { 111} 〈112〉织构为主，所以最终薄板的 r90 值会明 显大于 r45和 r0 ． 根据图 5 所示的结果，利用式( 1) 和式( 2) 可以 计算出不同退火温度时薄板薄板的平均塑性应变比 r 和平面各向异性指数 Δr，见图 6． 由图 6 可知，薄 板的平均塑性应变比在 1. 25 左右，而且退火温度对 其影响很小． 但是，随着退火温度的升高，Δr 的值 有一定的降低趋势，Δr 的降低可以很好地改善薄板 的抗褶皱性能． 图 6 r 和 Δr 值随 Tmax的变化 Fig． 6 r and Δr variations of the strip with Tmax 3 分析与讨论 冷轧后的 430 铁素体不锈钢薄板在材料内部存 在大量的位错、亚晶等缺陷，无法直接使用，需要经 · 3561 ·

·1654 北京科技大学学报 第36卷 过退火处理来改善其综合力学性能.冷轧板的退火 800 过程中主要有回复、再结晶和晶粒长大三种物理现 700 象.铁素体不锈钢的层错能较高，所以在退火过程 中会有较为明显的回复现象.对于该规格的铁素体 600 不锈钢，当温度加热到600~690℃时，回复现象是 500 主要的软化机制.当温度高于690℃以后，再结晶 过程成为了主要的软化机制.从图3和图4的结果 400 可以发现，再结晶过程造成的软化速率以及软化程 度要明显高于回复过程.当退火温度达到840℃ 300 时，材料组织和性能基本达到稳定状态，此时薄板的 0.5 1.01.5 2.0 2.5 残余应变，e 力学性能己经可以满足实际要求. 从图6的结果可知，随着退火温度的升高，薄板 图7430不锈钢冷轧薄板屈服强度与残余应变量的关系 Fig.7 Relationship between yield strength R.and residual strain s 的平均塑性应变比基本不发生变化.薄板内部 {111}面织构的强度是影响薄板塑形应变比的主要 随退火工艺发生改变，可以用一个综合强度R来 因素，{111}面织构的强度越高，平均塑形应变比7 代替.位错强化项R,是由材料内部位错密度决定， 越高回.体心立方金属冷轧薄板在再结晶退火过程 而位错密度是由残余应变决定的，根据指数型形变 中，α取向线（〈110〉/1RD)上织构的强度会有明显 抗力模型可知材料强度与应变量有指数关系，可以 的降低，y取向线((111)/ND)上织构的强度整体 根据累计应变来计算位错强化项R).综上所述， 变化不大，所以退火过程中薄板材料的平均塑形应 笔者提出了适用于不锈钢冷轧板退火过程的强度预 变比不会有明显的变化回 测模型： 在退火过程中，由于回复和再结晶的软化作用 R.=Rom +A [Eo(1-X)]+kd-12 (6) 使得薄板内部残余应变量ε逐渐减少，所以薄板的 式中：R为纯铁单晶屈服强度、固溶强化和析出强 抗拉强度和屈服强度逐渐降低，而延伸率逐渐改善。 化组成的综合强度项，MPa;A和p为常数.通过统 研究认为，对于冷轧板可以通过硬度的方法来计算 计回归得到RmA和p的值分别为184.53、212.78 其软化程度6.10 MPa和1.O5.该模型可以用于对实际退火过程中 X= HVRV -HV (3) 430不锈钢薄板屈服强度的预测. HVRV -HVRX 从图4可知，退火过程中薄板的屈服强度逐渐 得到软化率后可以利用 降低而延伸率呈“s”型上升趋势.Ueji等认为， ￡=E(1-X) (4) 冷轧板的延伸率随着屈服强度的升高呈指数降低的 估算出退火过程中薄板内部残余应变量ε，从而得 趋势.图8为实验中得到的430不锈钢冷轧板的屈 到退火过程中屈服强度与残余应变量之间的关系， 服强度与延伸率的关系.由图8可知，当屈服强度 具体如图7所示.式中，X为软化率，HVv为冷轧态 高于550MPa时薄板的延伸率不会超过2.5%，当屈 时薄板的硬度，HVx为完全退火后薄板的硬度， 服强度降低到400MPa以下时延伸率迅速增加，当 HV,为不同最高退火温度下薄板的硬度，6o为冷 800 轧应变量（本实验中取2.107）. 从目前的研究可知，铁素体不锈钢和一些低碳 700 微合金钢的屈服强度可以用Hall-Petch公式进行计 美6o 算-☒，即 R。=R+R+R,+R4+kd-R (5) 500 式中：R,为纯铁单晶屈服强度，MPa;R和R.分别为 400 固溶强化和析出强化，MPa;R:为位错造成的强化， MPa:kd~P是细晶强化作用，其中k=395MPa· 300 um2,d为晶粒平均尺寸，um. 0 510152025303540 延伸率.8% 然而，430不锈钢冷轧板在退火过程中不会造 图8430不锈钢冷轧薄板屈服强度与延伸率的关系 成碳氮化合物的析出和溶解，所以R。、R和R。不会 Fig.8 Relationship between yield strength R,and elongation 8

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 过退火处理来改善其综合力学性能． 冷轧板的退火 过程中主要有回复、再结晶和晶粒长大三种物理现 象． 铁素体不锈钢的层错能较高，所以在退火过程 中会有较为明显的回复现象． 对于该规格的铁素体 不锈钢，当温度加热到 600 ～ 690 ℃ 时，回复现象是 主要的软化机制． 当温度高于 690 ℃ 以后，再结晶 过程成为了主要的软化机制． 从图 3 和图 4 的结果 可以发现，再结晶过程造成的软化速率以及软化程 度要明显高于回复过程． 当退火温度达到 840 ℃ 时，材料组织和性能基本达到稳定状态，此时薄板的 力学性能已经可以满足实际要求． 从图 6 的结果可知，随着退火温度的升高，薄板 的平均塑性应变比基本不发生变化． 薄 板 内 部 { 111} 面织构的强度是影响薄板塑形应变比的主要 因素，{ 111} 面织构的强度越高，平均塑形应变比 r 越高［3］． 体心立方金属冷轧薄板在再结晶退火过程 中，α 取向线( 〈110〉/ /ＲD) 上织构的强度会有明显 的降低，γ 取向线( 〈111〉/ /ND) 上织构的强度整体 变化不大，所以退火过程中薄板材料的平均塑形应 变比不会有明显的变化［9］． 在退火过程中，由于回复和再结晶的软化作用 使得薄板内部残余应变量 ε 逐渐减少，所以薄板的 抗拉强度和屈服强度逐渐降低，而延伸率逐渐改善． 研究认为，对于冷轧板可以通过硬度的方法来计算 其软化程度［6，10］， X = HVＲV － HVTmax HVＲV － HVＲX ， ( 3) 得到软化率后可以利用 ε = ε0 ( 1 － X) ( 4) 估算出退火过程中薄板内部残余应变量 ε，从而得 到退火过程中屈服强度与残余应变量之间的关系， 具体如图 7 所示． 式中，X 为软化率，HVＲV为冷轧态 时薄板的硬度，HVＲX 为完全退火后薄板的硬度， HVTmax为不同最高退火温度下薄板的硬度，ε0 为冷 轧应变量( 本实验中取 2. 107) ． 从目前的研究可知，铁素体不锈钢和一些低碳 微合金钢的屈服强度可以用 Hall--Petch 公式进行计 算［11--12］，即 Ｒe = Ｒ0 + Ｒss + Ｒp + Ｒd + kd － 1 /2 . ( 5) 式中: Ｒ0为纯铁单晶屈服强度，MPa; Ｒss和 Ｒp分别为 固溶强化和析出强化，MPa; Ｒd为位错造成的强化， MPa; kd － 1 /2 是细 晶 强 化 作 用，其 中 k = 395 MPa· μm － 2，d 为晶粒平均尺寸，μm． 然而，430 不锈钢冷轧板在退火过程中不会造 成碳氮化合物的析出和溶解，所以 Ｒ0、Ｒss和 Ｒp不会 图 7 430 不锈钢冷轧薄板屈服强度与残余应变量的关系 Fig． 7 Ｒelationship between yield strength Ｒe and residual strain ε 随退火工艺发生改变，可以用一个综合强度 Ｒequ来 代替． 位错强化项 Ｒd是由材料内部位错密度决定， 而位错密度是由残余应变决定的，根据指数型形变 抗力模型可知材料强度与应变量有指数关系，可以 根据累计应变来计算位错强化项 Ｒd ［13］． 综上所述， 笔者提出了适用于不锈钢冷轧板退火过程的强度预 测模型: Ｒe = Ｒequ + A［ε0 ( 1 － X) ］p + kd － 1 /2 ． ( 6) 式中: Ｒequ为纯铁单晶屈服强度、固溶强化和析出强 化组成的综合强度项，MPa; A 和 p 为常数． 通过统 计回归得到 Ｒequ、A 和 p 的值分别为 184. 53、212. 78 MPa 和 1. 05． 该模型可以用于对实际退火过程中 430 不锈钢薄板屈服强度的预测． 图 8 430 不锈钢冷轧薄板屈服强度与延伸率的关系 Fig． 8 Ｒelationship between yield strength Ｒe and elongation δ 从图 4 可知，退火过程中薄板的屈服强度逐渐 降低而延伸率呈“S”型上升趋势． Ueji 等［14］认为， 冷轧板的延伸率随着屈服强度的升高呈指数降低的 趋势． 图 8 为实验中得到的 430 不锈钢冷轧板的屈 服强度与延伸率的关系． 由图 8 可知，当屈服强度 高于 550 MPa 时薄板的延伸率不会超过 2. 5% ，当屈 服强度降低到 400 MPa 以下时延伸率迅速增加，当 · 4561 ·

第12期 张雄等：退火温度对430不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 ·1655· 屈服强度稳定在320MPa左右时薄板的延伸率基本 Sci Technol Beijing,2011,33(增刊1)：46 在34.5%左右.根据图8所示的变化规律，可以建 (陈培敦，张正发，马正伟.冷轧、退火工艺对SUS430铁素体 不锈钢深冲性能的影响.北京科技大学学报，2011,33(Suppl 立屈服强度R。与延伸率δ之间的变化关系如下： 1)：46) 8=Be-RIc (7) B3]Humpgrey FJ.Hatherly M.Recrystallization and Related Annea- 式中，B和C为常数.通过图8所示的变化关系可 ling Phenomena.2nd Ed.London:Oxford press,2004 以计算得到常数B和C的值分别为479.6和 4] Bracke L,Verbeken K,Kestens L.Microstructure and texture 116.25. evolution during cold rolling and annealing of a high Mn TWIP steel.Acta Mater,2009,57:1512 在实际退火过程中将温度预测模型与430冷轧 5]Dou R F.The Heat Transfer Mathematie Model of Strip Continuous 板的再结晶动力学模型相结合，可以对冷轧板退火 Heat-treatment Process in Vertical Furnace and Its Application [Dis- 过程中的软化率X进行较为精确的预测.根据本实 sertation].Beijing:University of Science and Technology Beijing, 验所建立的软化率与强度和塑性之间的定量关系， 2010 即可以实现对退火过程中材料内部温度、组织和性 (豆瑞锋.立式炉内带钢热处理过程传热机理模型及应用[学 能的预测 位论文].北京：北京科技大学，2010) 6 Li Z,Wang T S,Zhang X J.Annealing softening behaviour of 4结论 cold-rolled low-carbon steel with a dual-phase structure and the re- sulting tensile properties.Mater Sci Eng A,2012,552:204 (1)通过模拟退火实验得到0.4mm规格的 7]Hu G X.Fundamentals of Materials Science.3rd Ed.Shanghai 430不锈钢冷轧薄板合理的退火工艺制度：加热I Shanghai Jiao Tong University Press,2006 段的加热速率可以不进行精确控制，选取中间温度 (胡庚祥。材料科学基础。3版.上海：上海交通大学出版社， 2006) 为600℃：加热Ⅱ区的加热速率保持2.3℃·s1,最 [8]Yang P,Li Z C,Mao W M.Formation of the (11 (112)annealing 高退火温度为840℃. texture in steels.Trans Mater Heat Treat,2009,30(3):46 (2)随着最高退火温度的升高，430不锈钢冷 (杨平，李志超，毛卫民.钢中{11(112)再结晶织构的形 轧板的屈服强度和硬度呈明显的两阶段降低趋势， 成.材料热处理学报，2009,30(3)：46) 延伸率呈“S”型增加趋势：最高退火温度对平均塑 Cheng X J,Liu YZ,Zhou Y Y.Effect of heating process on the textures and properties of deep drawing steel sheets produced by 性应变比7的影响很小，7值维持在1.25左右：轧制 CSP process.J Univ Sci Technol Beijing,2010,32(12):1547 平面的各向异性指数△r随着最高退火温度的升高 (程晓杰，刘雅政，周乐有.CSP流程下退火加热制度对深冲 有所降低，说明较高的退火温度利于增加薄板的抗 钢板织构和性能的影响.北京科技大学学报，2010,32(12)： 褶皱性能 1547) (3)针对430不锈钢冷轧板建立了屈服强度 o] Huang J.Poole WJ,Militzer M.Austenite formation during in- tercritical annealing.Metall Mater Trans A,2004,35(11): R.与软化率X之间的定量关系： 2004 R。=184.53+212.78×[s。(1-0].s+395d1h. [11]Majta J,Lenard J G.A study of the effect of the thermomechani- (4)针对430不锈钢冷轧板建立了屈服强度 cal history on the mechanical properties of a high niobium steel. R与延伸率8之间的定量关系： Mater Sci Eng A,1996,208:249 8=479.6eR,625 [12]Sellars C M.Modelling microstructural development during hot rolling.Mater Sci Technol,1990,6(11):1072 [13]Devadas C,Baragar D,Ruddle C.The thermal and metallurgical 参考文献 state of steel strip during hot rolling:Part II.Factors influencing 1]Kang X F.Ferritic Stainless Steel.Beijing:Metallurgical Industry rolling loads.Metall Trans A,1991,22(2):321 Press,2012 [14]Ueji R,Tsuji N,Minamino Y,et al.Effect of rolling reduction (康喜范.铁素体不锈钢.北京：治金工业出版社，2012) on ultrafine grained structure and mechanical properties of low- Chen P D,Zhang Z F,Ma Z W.Effect of cold and annealing carbon steel thermomechanically processed from martensite start- process on deepdrawing of SUS430 ferrite stainless steel.J Unin ing structure.Sci Technol Ade Mater,2004,5:153

第 12 期 张 雄等: 退火温度对 430 不锈钢冷轧板组织和力学性能的影响 屈服强度稳定在 320 MPa 左右时薄板的延伸率基本 在 34. 5% 左右． 根据图 8 所示的变化规律，可以建 立屈服强度 Ｒe与延伸率 δ 之间的变化关系如下: δ = Be － Ｒe /C ． ( 7) 式中，B 和 C 为常数． 通过图 8 所示的变化关系可 以计 算 得 到 常 数 B 和 C 的 值 分 别 为 479. 6 和 116. 25． 在实际退火过程中将温度预测模型与 430 冷轧 板的再结晶动力学模型相结合，可以对冷轧板退火 过程中的软化率 X 进行较为精确的预测． 根据本实 验所建立的软化率与强度和塑性之间的定量关系， 即可以实现对退火过程中材料内部温度、组织和性 能的预测． 4 结论 ( 1) 通过模拟退火实验得到 0. 4 mm 规格的 430 不锈钢冷轧薄板合理的退火工艺制度: 加热Ⅰ 段的加热速率可以不进行精确控制，选取中间温度 为 600 ℃ ; 加热Ⅱ区的加热速率保持 2. 3 ℃·s － 1，最 高退火温度为 840 ℃ ． ( 2) 随着最高退火温度的升高，430 不锈钢冷 轧板的屈服强度和硬度呈明显的两阶段降低趋势， 延伸率呈“S”型增加趋势; 最高退火温度对平均塑 性应变比 r 的影响很小，r 值维持在 1. 25 左右; 轧制 平面的各向异性指数 Δr 随着最高退火温度的升高 有所降低，说明较高的退火温度利于增加薄板的抗 褶皱性能． ( 3) 针对 430 不锈钢冷轧板建立了屈服强度 Ｒe与软化率 X 之间的定量关系: Ｒe = 184. 53 + 212. 78 ×［ε0 ( 1 － X) ］1. 05 + 395d － 1 /2 ． ( 4) 针对 430 不锈钢冷轧板建立了屈服强度 Ｒe与延伸率 δ 之间的定量关系: δ = 479. 6e － Ｒe /116. 25 ． 参 考 文 献 ［1］ Kang X F． Ferritic Stainless Steel． Beijing: Metallurgical Industry Press，2012 ( 康喜范． 铁素体不锈钢． 北京: 冶金工业出版社，2012) ［2］ Chen P D，Zhang Z F，Ma Z W． Effect of cold and annealing process on deep-drawing of SUS430 ferrite stainless steel． J Univ Sci Technol Beijing，2011，33( 增刊 1) : 46 ( 陈培敦，张正发，马正伟． 冷轧、退火工艺对 SUS430 铁素体 不锈钢深冲性能的影响． 北京科技大学学报，2011，33( Suppl 1) : 46) ［3］ Humpgrey F J，Hatherly M． Ｒecrystallization and Ｒelated Annea￾ling Phenomena． 2nd Ed． London: Oxford press，2004 ［4］ Bracke L，Verbeken K，Kestens L． Microstructure and texture evolution during cold rolling and annealing of a high Mn TWIP steel． Acta Mater，2009，57: 1512 ［5］ Dou Ｒ F． The Heat Transfer Mathematic Model of Strip Continuous Heat-treatment Process in Vertical Furnace and Its Application［Dis￾sertation］． Beijing: University of Science and Technology Beijing， 2010 ( 豆瑞锋． 立式炉内带钢热处理过程传热机理模型及应用［学 位论文］． 北京: 北京科技大学，2010) ［6］ Li Z，Wang T S，Zhang X J． Annealing softening behaviour of cold-rolled low-carbon steel with a dual-phase structure and the re￾sulting tensile properties． Mater Sci Eng A，2012，552: 204 ［7］ Hu G X． Fundamentals of Materials Science． 3rd Ed． Shanghai: Shanghai Jiao Tong University Press，2006 ( 胡庚祥． 材料科学基础． 3 版． 上海: 上海交通大学出版社， 2006) ［8］ Yang P，Li Z C，Mao W M． 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． 钢中{ 111} 〈112〉再结晶织构的形 成． 材料热处理学报，2009，30( 3) : 46) ［9］ Cheng X J，Liu Y Z，Zhou Y Y． Effect of heating process on the textures and properties of deep drawing steel sheets produced by CSP process． J Univ Sci Technol Beijing，2010，32( 12) : 1547 ( 程晓杰，刘雅政，周乐育． CSP 流程下退火加热制度对深冲 钢板织构和性能的影响． 北京科技大学学报，2010，32( 12) : 1547) ［10］ Huang J，Poole W J，Militzer M． Austenite formation during in￾tercritical annealing． Metall Mater Trans A，2004，35 ( 11 ) : 2004 ［11］ Majta J，Lenard J G． A study of the effect of the thermomechani￾cal history on the mechanical properties of a high niobium steel． Mater Sci Eng A，1996，208: 249 ［12］ Sellars C M． Modelling microstructural development during hot rolling． Mater Sci Technol，1990，6( 11) : 1072 ［13］ Devadas C，Baragar D，Ｒuddle G． The thermal and metallurgical state of steel strip during hot rolling: Part Ⅱ． Factors influencing rolling loads． Metall Trans A，1991，22( 2) : 321 ［14］ Ueji Ｒ，Tsuji N，Minamino Y，et al． Effect of rolling reduction on ultrafine grained structure and mechanical properties of low￾carbon steel thermomechanically processed from martensite start￾ing structure． Sci Technol Adv Mater，2004，5: 153 · 5561 ·