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·