横向预拉伸对17%Cr超纯铁素体不锈钢表面抗皱性的影响

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}<uc>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 pre￾stretching． 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}<110>,{111}<112>,{554}<225>)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}<011>，{117}<011>)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<110>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}<uw>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}<uo>和{111}<u>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% <u心>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}<110>，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 <uw>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}<u0>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}<u0> 取向晶粒分布图，其中红色代表<001>/轧面法向. 取向. 从图可以看出，{001}<uw>取向晶粒含量很少，均 表2给出了冲压之前实验板材中{111}<w> 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}<u0>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}<uw>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}<uw>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}<w>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) ND￾plane，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<001>11轧面法向的品粒分布.(a)退火态：(b)3%:(c)6%:()9% Fig.4 Grain distribution of <001 >//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<001>/1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图 表2检测部位{111}<uw>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)<uv orientation grains at the detection 纤维织构含量增加，但是冲压实验结果却表明，与退火 area de 板材相比，预拉伸板的表面抗皱性高，起皱小，甚至观 退火态 横向拉伸3% 横向拉伸6% 横向拉伸9% 察不出，说明{111}<uw>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}<483>和{111}<112>这两种铁 向{111}<112>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·