冷拉07Cr17Ni7Al微细丝材的组织及性能演变规律

Evolution of microstructure and properties of cold-drawn 07Cr17Ni7Al ultrafine wire

摘要

材料的弹性极限是弹簧设计中极为重要的参数，对弹簧的特性有显著影响。针对直径为0.3 mm的阀门弹簧用07Cr17Ni7Al微细丝，通过室温拉伸、单臂弯曲法、光学显微镜、X射线衍射、扫描电镜研究了冷拉拔变形量对丝材强度、弹性极限、弹性后效和微观组织的影响，采用不同数学模型对变形量-马氏体含量、变形量-弹性极限、应力-弹性后效进行了分析。结果表明：固溶态07Cr17Ni7Al丝材由奥氏体和少量铁素体组成，冷拉拔使奥氏体转变为马氏体，随变形量增大，形变诱发马氏体增加。马氏体含量-冷拉等效应变关系符合Olson-Cohen模型，当冷拉等效应变达到1.64时，马氏体含量约92%，形变诱发马氏体达到饱和。丝材的抗拉强度-冷拉等效应变呈线性关系，变形量越大，抗拉强度越高。弹性极限随变形量增大而提高，弹性极限-冷拉等效应变呈“S”形曲线关系，且符合DoseResp模型，当冷拉等效应变达到1.64以上，弹性极限提高程度变小并趋于平缓。弹性后效随应力的提高而增加，符合PWL2模型，存在“弹性后效临界应力”，当应力超过该临界值后，弹性后效随应力增加的速率会提高2~11倍。冷拉等效应变为1.64~2.41时，丝材具有良好的力学性能和弹性性能。

Abstract

The elastic limit is a critical parameter in spring design， which has a significant impact on the spring characteristic. The influence of cold drawing on the strength， elastic limit， elastic after-effect， and microstructure of 07Cr17Ni7Al ultrafine wire with a diameter of 0.3 mm for valve springs is investigated using room temperature tensile tests， single arm bending method， optical microscope（OM）， X-ray diffraction（XRD） and scanning electron microscope（SEM）. Different mathematical models are used to fit and analyze the deformation and martensite content， deformation-elastic limit， and stress-elastic after-effect. The results show that the solid solution 07Cr17Ni7Al wire is composed of austenite and a small amount of ferrite. Cold drawing transforms austenite into martensite， the content of deformation-induced martensite （DIM） increases with increasing deformation. The relationship between DIM content and cold-drawn equivalent strain （η） conforms to the Olson-Cohen model. When η reaches 1.64， the DIM content is about 92%， and the DIM reaches saturation. The tensile strength of wire exhibits a linear relationship with η， and the larger the deformation， the higher the tensile strength. The relationship between the elastic limit and the η follows an “S” shaped curve and conforms to the DoseResp model. The elastic limit increases with increasing deformation. When the η reaches 1.64 or more， the elastic limit tends to be gentle. The elastic after-effect increases with increasing stress， which conforms to the PWL2 model. There exists a “critical stress for elastic after-effect”. When the stress exceeds this critical value， the rate of elastic after-effect increases by 2-11 times with increasing stress. When the η is 1.64-2.41， the 07Cr17Ni7Al wire has good mechanical and elastic properties.

Graphical abstract

关键词

不锈钢 / 形变诱发马氏体 / 弹性极限 / 弹性后效 / 力学性能 / 微细丝 / 冷拉拔

Key words

stainless steel / deformation-induced martensite / elastic limit / elastic after-effect / mechanical property / ultrafine wire / cold drawing

07Cr17Ni7Al是在18Cr-8Ni不锈钢基础上发展起来的半奥氏体型沉淀硬化不锈钢，又称控制相变不锈钢^［1］，由美国Armco Steel公司率先开发^［2］，属于第一代高强钢^［3］，固溶处理后由亚稳奥氏体和高温铁素体组成^［4］，经TH，RH，CH等^{［2，5-7］}热机械加工后，形成“马氏体+NiAl析出相+残余奥氏体+高温铁素体”的复相组织。07Cr17Ni7Al具有高强度、优异的疲劳性能、良好的耐蚀性和成型性，广泛用于航空航天、核电、军工、仪表、电子及医疗等领域^{［2，7-11］}。07Cr17Ni7Al丝材主要用于各种弹簧，采用CH工艺（冷拉拔+时效），冷拉拔使奥氏体转变为马氏体，时效处理使NiAl相脱溶析出。在形变强化、相变强化和时效强化等多重作用下，Φ0.3 mm以下的微细丝强度可达2.2 GPa以上^［12］。弹簧失效主要分为疲劳断裂和弹性减退，前者与表面缺陷^［13-14］、冶金质量^［15-16］等有关；后者表现为弹力衰减和形状劣变，主要由蠕变或应力松弛^［17-18］导致。

弹性极限是材料不产生永久残余变形所能承受的最大应力，是弹簧设计中极为重要的参数，对弹簧的特性有显著影响^［19］。07Cr17Ni7Al弹簧主要用于300 ℃以下，低于蠕变温度（0.3 T_m），应力松弛是主要的失效形式。马氏体相变对亚稳奥氏体及半奥氏体不锈钢的性能有重要影响，是其塑性变形的主要机制之一。研究表明，在温度低于蠕变温度，且载荷低于弹性极限条件下，马氏体相变主导的应力松弛是其主要失效模式^［17］。马氏体相变受化学成分、变形量及变形温度等影响^［20］，化学成分^［21］及热处理^［6，22］控制不当会影响马氏体转变，从而导致07Cr17Ni7Al强度或硬度不合格。虽然已有许多关于该材料的研究，但主要集中在热处理方面^{［2，5-8，22-23］}，冷加工过程中马氏体相变和性能的演变规律还缺乏深入研究。针对弹簧用07Cr17Ni7Al微细丝材，本工作主要研究冷拉拔变形量对马氏体相变、强度、弹性极限和弹性后效的影响，分析冷拉拔加工、马氏体相变和性能之间的相互关系，为控制弹簧的弹性减退和非弹性行为提供理论依据。

1 实验材料与方法

1.1 实验材料

实验材料为07Cr17Ni7Al丝材，采用真空感应熔炼+电渣重熔双联工艺，经过锻造、热轧以及反复的拉拔和热处理，最终拉拔成直径为0.3 mm的微细丝，材料的化学成分如表1所示。

为了排除尺寸效应的影响，采用相同直径的丝材进行实验。分别将直径为0.37，0.45，0.55，0.68，1.00，1.37 mm的丝材，在保护气氛下进行1060 ℃连续处理，在炉时间为5 min，水冷套内空冷。上述6个规格的固溶态丝材在常温下经多道次直接拉拔至Φ0.3 mm，中间不再热处理，道次减面率依次递减，且单道次不超过30%。拉拔加工变形量用冷拉等效应变η表示^［24］，分别为0.42，0.81，1.21，1.64，2.41，3.04，其计算公式为：

\eta =\mathrm{l}\mathrm{n}\left(\frac{A_{\mathrm{0}}}{A}\right)（1）

式中：A₀为冷拉拔加工前丝材的横截面积；A为冷拉拔后丝材的横截面积。η值越大，冷拉变形量越大，冷变形程度越高。

冷拉态Φ0.3 mm丝材的时效制度为：480 ℃×1 h，空冷。冷拉态用“D”表示，不同变形量冷拉态丝材用“冷拉等效应变+D”表示；时效态用“DA”表示，不同变形量时效态丝材用“冷拉等效应变+DA”表示，如“0.42DA”表示变形量为0.42的时效态丝材。

1.2 实验方法

金相分析：按照GB/T 13305—2008，OLYMPUS-GX51金相显微镜，观察固溶处理后丝材的金相组织，应用Image-Pro计算δ铁素体含量。

室温拉伸：按照GB/T 228.1—2021，AGS-X-500N电子万能试验机，横梁位移速率为1 mm/min，测得室温拉伸曲线抗拉强度σ_b。

弹性测试： TC-3型丝材悬臂弯曲弹性测试仪，采用单臂弯曲法^［25］，对丝材（直线形状）样品进行约束，使其绕一定半径的芯轴发生弯曲变形，根据Hooke定律可计算出此时施加在样品上的应力σ。保持10 min后去除约束，样品因塑性变形而产生挠曲，不能恢复到原来的状态，1 min后在显微镜下读出样品的残余变形Δε。更换不同半径的芯轴（从大到小），对同一样品反复进行加载、卸载，测量每一芯轴对应的残余变形，可绘制出Δε-σ 曲线，从曲线上可求出相应的条件弹性极限σ_0.0075。根据GB/T 15014—2008，弹性后效是指，弹性体在弹性极限内，应变落后于应力，物体的形状需经过一段时间的延迟才能趋于稳定的特性。卸载后定时（5 s内和1 min后）在显微镜中观测残余变形的变化，测算得出弹性后效A_t。

XRD测试：XRD-6000型X射线衍射仪，靶源为CuKα，2θ范围为40°~100°，扫描速率为2 （°）/min，根据衍射峰的积分强度（I），按下式计算丝材的马氏体含量^［26］：

f_{{\mathrm{\alpha }}^{\text{'}}}=\frac{I_{{\left(\mathrm{211}\right)}_{{\mathrm{\alpha }}^{\text{'}}}}}{I_{{\left(\mathrm{211}\right)}_{{\mathrm{\alpha }}^{\text{'}}}}+\mathrm{0.65}\left(I_{{\left(\mathrm{311}\right)}_{\mathrm{\gamma }}}+I_{{\left(\mathrm{220}\right)}_{\mathrm{\gamma }}}\right)}-\mathrm{3.2}\mathrm{\%}（2）

SEM分析：丝材样品经打磨、抛光后，使用Kalling试剂2（5 g CuCl₂+100 mL HCl+100 mL C₂H₅OH）在室温下进行化学腐蚀，腐蚀时间为20~60 s，采用EVO 10扫描电子显微镜分析显微组织，加速电压为20 kV。

2 实验结果

2.1 丝材的金相组织

图1为连续固溶处理后Φ1.37 mm丝材的纵向截面的金相照片，丝材由奥氏体基体和高温δ铁素体组成，铁素体呈带状或岛状分布在奥氏体中，通过金相分析软件计算出δ铁素体的面积分数约为3.2%。07Cr17Ni7Al丝材固溶处理后得到以奥氏体为主的微观组织，具有良好的加工性能。其奥氏体呈不稳定状态，在冷加工过程中会发生形变诱发马氏体转变，延缓非均匀塑性变形的发生，抑制颈缩并增强延展性，称为相变诱导塑性（transformation-induced plasticity，TRIP）效应，这在先进高强度钢的发展中起着重要作用^［26］。沉淀硬化型不锈钢中一般不希望出现δ铁素体，其硬度比马氏体组织低150HV左右。δ铁素体在冷加工过程中不会发生相变，含量过高会不利于材料的强化，造成力学性能不均匀和应力集中，易产生裂纹倾向，导致性能下降。因此，用作弹簧时，一般要求07Cr17Ni7Al不锈钢中δ铁素体低于5%。

2.2 冷拉变形量对室温力学性能的影响

图2为不同变形量07Cr17Ni7Al丝材的室温力学性能测试结果，随着冷拉等效应变增加，强度逐渐提高而伸长率逐渐下降。由图2（a），（c）可知，当η=0.42时，冷拉态与时效态强度值分别为1252，1471 MPa，伸长率分别为10%和8%，从工程应力-应变曲线可以看出，此时均匀塑性变形区间最长，丝材具有良好的塑性和较高的强度。随着η增加，均匀塑性变形段明显缩短，塑性变差；当η≥1.21时，丝材的伸长率约为2%~3%，此时继续增大变形量对塑性影响较小。

由图2（b），（d）可以看出，不同变形量丝材的加工硬化行为相似，均呈抛物线关系。η=0.42时，加工硬化率的变化随真应变增加呈现三个阶段，以冷拉态丝材为例：当真应变小于1.5%时，丝材的加工硬化率随真应变的增加而提高，真应变为1.5%时，加工硬化率达到最大；当真应变为1.5%~2.7%时，加工硬化率随真应变的增加而降低；真应变大于2.7%时，加工硬化率随真应变的增加而基本保持不变，直至丝材被拉断。η≥0.81时，加工硬化率随真应变增加呈现先增后降两个阶段。

2.3 冷拉变形量对弹性性能的影响

采用单臂弯曲法对不同变形量的丝材的弹性性能进行了表征，图3为冷拉态和时效态丝材在施加不同应力后的弹性后效A_t。总体可以看出，A_t 随加载的提高而增加，呈两个不同阶段的变化特征：随着施加应力的提高，A_t 先以较慢的速度增加，当应力超过一定程度后，A_t 显著增加。从图3（a）可知，当η≥1.64时，冷拉态丝材的A_t 可获得明显改善；从图3（b）可知，当η≥1.21时，时效态丝材的A_t 可获得明显改善。使用Origin软件，选择非线性拟合中的PWL2模型（两段式线性函数）进行拟合计算，结果见表2，K₁和K₂分别为拟合曲线第一阶段和第二阶段的斜率，T_P为临界值，R是拟合系数。

从表2拟合结果可知，采用PWL2模型的拟合度较高，随施加应力的增大，A_t 分两个阶段呈线性增加，且第二阶段的增加速率大于第一阶段。存在“弹性后效临界应力”（T_p），当施加应力超过该临界值后，A_t 增加的速率随应力增大会提高2~11倍。因此，作为弹簧使用时，丝材所受应力不应超过T_p。在施加应力相同的条件下，增大冷拉变形量可以降低A_t。

2.4 时效处理对弹性性能的影响

GB/T 23935—2009对不锈钢冷卷压缩或拉伸弹簧的许用应力做了详细规定，静负荷许用应力为0.38σ_b，动负荷（有限疲劳寿命）许用应力为（0.34~0.38）σ_b，动负荷（无限疲劳寿命）许用应力为（0.30~0.34）σ_b。根据GJB 3320—1998，07Cr17Ni7Al丝材的名义强度为2050~2350 MPa（B组，时效态），及2250~2450 MPa（A组，时效态）。综合考虑，若许用应力为（0.30~0.38）σ_b，σ_b取值为2050~2450 MPa，则许用应力取值范围为615~931 MPa，即07Cr17Ni7Al弹簧在实际应用过程中，钢丝的工作应力不会超过931 MPa。

时效处理对07Cr17Ni7Al丝材的A_t 的影响如图4所示，根据拟合结果，施加应力为931 MPa时丝材的A_t 见表3。由图4可以看出，时效处理可明显改善高应力下的A_t。结合表3可知，当η≤1.21时，随着冷拉变形量的增加，时效处理后丝材的A_t 改善越明显；当η>1.21时，提高冷拉变形量对时效态丝材在较低应力条件下的A_t 基本没有影响。虽然继续提高冷拉变形量可进一步改善大应力条件（≥1 GPa）下的A_t，但实际应用时许用应力远低于此，因此冷拉变形量没有必要过大。

综上，冷拉变形量增加到一定程度后，再继续增大冷加工量不能再有效改善07Cr17Ni7Al丝材的A_t，合适的冷拉变形量（η=1.64~2.41）结合时效处理可获得较理想的力学性能，并有效控制非弹性行为。当η=1.64时，冷拉态和时效态丝材的弹性后效临界应力值分别为1021，1161 MPa，A_t 分别为0.03%，0.04%。

2.5 冷拉变形量对马氏体相变的影响

图5（a）为不同冷拉变形量丝材的XRD衍射图谱，可以看出，η=0.42时就出现了α΄马氏体衍射峰，说明较小的冷拉加工量就能诱发马氏体相变，这是因为07Cr17Ni7Al的 M_s和M_d分别为-24 ℃和58 ℃，其奥氏体稳定性较亚稳奥氏体不锈钢301^［27］和304^［28］等更低。

由XRD衍射图谱按式（2）计算出各变形量丝材的马氏体含量，采用Olson-Cohen模型^［29］进行拟合，拟合结果如下：

V_{\mathrm{D}\mathrm{I}\mathrm{M}}=\mathrm{1}-\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}\left\{\left.-\mathrm{3.01}{\left[\mathrm{1}-\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}(-\mathrm{1.54}\eta )\right]}^{\mathrm{2.03}}\right\}\right.（3）

式中：V_DIM为形变诱发马氏体（DIM）的体积分数，%。对拟合曲线求导dV_DIM/dη，表示马氏体相变对冷拉变形的敏感性，结果见图5（b）。

由图5（b）可知，固溶态丝材含有少量的马氏体组织。随着冷拉加工的进行，形变诱发马氏体含量逐渐增多；当η<0.81时，马氏体相变对冷拉变形的敏感性较高，V_DIM随变形量的增大而迅速增多；η=0.81时V_DIM为78.5%，也有研究表明，经50%~60%冷变形后（对应η为0.70~0.92），07Cr17Ni7Al中约80%的奥氏体都可以转变为马氏体^［30］；当0.81<η<1.64时，马氏体相变对冷拉变形的敏感性较低，DIM含量随变形量的增大而缓慢增多；当η≥1.64时，马氏体相变对冷拉变形的敏感性极低，DIM含量趋于稳定，基本不再增加，此时马氏体相变已达到饱和，η=1.64时V_DIM为92.4%。这是因为冷拉变形伴随着奥氏体晶粒尺寸的细化，导致残余奥氏体的稳定性迅速增加，马氏体相变所需的弹性应变能和临界储存能急剧增加^［31］；同时奥氏体强度提高，马氏体相变的阻力增加^［32］，难以继续形成。

2.6 冷拉变形对微观组织的影响

图6为固溶态07Cr17Ni7Al丝材的SEM金相照片，从图中可以观察到尺寸均匀的奥氏体晶粒，晶界（grain boundaries，GBs）清晰可见，在某些晶界上分布有呈多边形状的夹杂物颗粒。从图6（b）可知，晶界较平直，平均晶粒尺寸约20 μm，部分晶粒尺寸达到45 μm。在图6（c），（d）中可观察到板条马氏体存在，证明了固溶态07Cr17Ni7Al丝材存在少量马氏体组织，与图5的结果相符。板条马氏体呈群集状，由多个尺寸大致相同的板条组成，这些板条沿一定方向平行排列则。同时，在图6（c）中还观察到相同晶粒内的两个马氏体群排列方向不一致，约呈60°夹角。

从图7可以看出，经过大变形冷拉加工后，固溶态等轴奥氏体组织演变成纤维状的马氏体组织，已经观察不到明显的晶界。此时，马氏体组织形态与固溶态丝材中观察到的马氏体不同，说明形变诱发马氏体组织在拉拔过程中也参与了塑性变形。

3 分析与讨论

3.1 力学性能演变

07Cr17Ni7Al丝材室温力学行为随冷拉变形量的变化如图8所示。从图8（a）可以看出，加工硬化率达到最大时对应的真应变大小与丝材的冷拉变形量大小有关。当η=0.81时，冷拉态及时效态丝材加工硬化率达到最大时对应的真应变分别为3.2%和2.8%，而其余冷拉态丝材对应的真应变均低于1.5%，时效态丝材对应的真应变均低于1.0%。时效处理使加工硬化曲线位置左移，略降低最大加工硬化率对应的真应变，对丝材的塑性、加工硬化曲线的形状和最大加工硬化率的值基本没有影响。

对σ_s和σ_b之间的真应力-真应变取对数后再求导，得到Ludwik方程^［33］的n值，即均匀塑性变形阶段的加工硬化指数。从图8（b）可知，加工硬化指数随冷拉变形量的增大先增后降，最终保持稳定。当η=0.81时，冷拉态及时效态丝材加工硬化指数最大，分别约为1.37和1.57。

加工硬化率和加工硬化指数随变形量增大均呈现先增加后降低的变化规律，这是因为加工硬化行为与马氏体含量有直接关系^［34］，马氏体相变是导致其产生加工硬化的主要原因^［35］，马氏体转变速率越快，加工硬化率上升也越快。加工硬化率随形变诱发马氏体的增加达到最大值，然后随着形变诱发的马氏体体积分数接近饱和而降低^［36］。

从图8（c）可以看出，07Cr17Ni7Al丝材的抗拉强度随冷拉变形量的增大而线性提高，线性拟合直线公式分别为：

{\sigma }_{\mathrm{b}}^{\mathrm{D}}=\mathrm{1014}+\mathrm{478}\eta（4）

{\sigma }_{\mathrm{b}}^{\mathrm{D}\mathrm{A}}=\mathrm{1335}+\mathrm{468}\eta（5）

式中：σ_b^D和σ_b^DA分别为冷拉态和时效态丝材的抗拉强度。

η=1.64时，冷拉态和时效态丝材的抗拉强度分别为1959，2313 MPa；η≥1.64时，虽然马氏体相变已达到饱和，但增大冷拉变形量仍可继续提高强度。这是因为07Cr17Ni7Al丝材冷拉过程中的强化效应主要来自形变强化和相变强化，马氏体相变达到饱和后，虽然此时马氏体含量不再增加，相变强化效应也因此达到最大程度，但形变强化效应仍然存在。如图7所示，随着变形量继续增大，马氏体参与变形，马氏体晶格产生畸变，板条结构被破坏，马氏体束尺寸减小，从板条型演变为更加细小的位错胞型马氏体^［37］，从而使强度继续提高。

从式（4），（5）可知，时效处理对拟合直线的斜率基本没有影响，使拟合直线整体向上平移，可得出时效处理的平均强化效果为321 MPa。徐效谦等^［38］的研究结果表明，冷拉减面率达60%（η=0.92），时效后强度的增值最大。从图8（d）可以看出，当η=0.81时，时效后强化效果最佳，强度提升了401 MPa，这与前者的研究结果接近。这是因为时效处理实际上也是中温回火的过程，除了NiAl强化相析出之外，还伴随着回复和碳化物的析出。碳化物从奥氏体中析出，使奥氏体稳定性下降，M_s点升高至室温以上，冷却过程中残余奥氏体可能进一步转变为马氏体，导致强度进一步提高。在时效处理过程中，NiAl相和碳化物析出（时效强化）、残余奥氏体的马氏体转变（相变强化）使强度提高，回复使强度降低，这三种效应相互作用，最终表现出η=0.81的丝材时效处理后强化效果最佳。

3.2 弹性性能演变

不同冷拉变形量07Cr17Ni7Al丝材的弹性极限见表4，弹性性能随冷拉变形量的变化如图9所示。从图9（a）可知，增大冷拉变形量可提高T_p，使弹簧能在更高的应力下工作，而不产生明显的弹性后效。从拟合直线的斜率可得出，时效处理能进一步提高T_p，冷拉变形量越大，时效后T_p的增加值越大。弹性后效临界应力的拟合公式如下：

{\mathit{T}}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{D}}=\mathrm{252}+\mathrm{378}\eta（6）

{\mathit{T}}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{D}\mathrm{A}}=\mathrm{255}+\mathrm{533}\eta（7）

式中：{\mathit{T}}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{D}}和{\mathit{T}}_{\mathrm{p}}^{\mathrm{D}\mathrm{A}}分别为冷拉态和时效态丝材的弹性后效临界应力。

从9（b）可以看出，弹性极限随冷拉变形量增大而提高，冷拉态丝材的弹性极限-冷拉等效应变呈“S”形曲线关系，当η=1.64时，冷拉态和时效态丝材的弹性极限分别为1621，1987 MPa；当η≥1.64，弹性极限提高趋势变慢并逐渐趋于平缓，符合DoseResp模型。时效处理可进一步提高07Cr17Ni7Al丝材的弹性极限，时效态丝材的弹性极限-冷拉等效应变符合PWL2模型，当η≥1.59，弹性极限提高趋势变慢。冷拉态及时效态丝材弹性极限的拟合公式如下：

{\sigma }_{\mathrm{0.0075}}^{\mathrm{D}}=\mathrm{699}+\frac{\mathrm{1266}}{\mathrm{1}+{\mathrm{10}}^{(\mathrm{2.13}-\mathrm{1.52}\eta )}}（8）

（9）

式中：{\sigma }_{\mathrm{0.0075}}^{\mathrm{D}}和{\sigma }_{\mathrm{0.0075}}^{\mathrm{D}\mathrm{A}}分别为冷拉态和时效态丝材的弹性极限。

时效处理可提高T_p和σ_0.0075，根据表2和图9的数据可知，η=0.81时，T_p=730 MPa，σ_0.0075=1229 MPa，虽然此时弹性极限高于931 MPa，弹簧丝不易产生形状劣变，但当工作应力高于730 MPa，弹性后效会显著增加；η=1.21时，T_p=988 MPa，σ_0.0075=1522 MPa，此时T_p和σ_0.0075的值均高于931 MPa，弹簧既不易产生形状劣变，也不会存在明显的弹性后效。将T_p^DA=931 MPa代入式（7），得出η≈1.27，与实际情况相符。

3.3 马氏体相变与性能演变的关系

如图10所示为07Cr17Ni7Al丝材的抗拉强度、弹性极限和弹性后效临界应力与马氏体含量的对应关系，采用Origin软件进行非线性拟合，可以看出，σ_b、σ_0.0075、T_p值与V_DIM之间的关系均符合DoseResp模型。当马氏体含量低于87%时，随着V_DIM增加，σ_b，σ_0.0075，T_p的值略有提高；当马氏体含量增加至87%以上时，随着V_DIM增加，σ_b，σ_0.0075，T_p的值显著提高。V_DIM从48%增加至87%，σ_b从1252 MPa提高至1556 MPa，此时马氏体含量增加约0.8倍，而强度提高约0.2倍；V_DIM从87%增加至95%，σ_b从1556 MPa提高至2476 MPa，此时马氏体含量增加约0.1倍，而强度提高约0.6倍。这说明当马氏体含量低于87%（即冷拉变形量η≤1.21）时，07Cr17Ni7Al丝材冷拉过程中形变强化为主导强化机制；当马氏体含量高于87%（即冷拉变形量η>1.21）时，相变强化为主导强化机制。

从图10还可以看出，冷拉态丝材经时效处理后，σ_b、σ_0.0075、T_p值与V_DIM之间的关系仍符合DoseResp模型，拟合曲线整体向上平移，其趋势没有发生变化，与图8（c）所示结果相似，这说明时效强化效果基本不因变形量的大小或马氏体含量的高低而改变。

4 结论

（1）07Cr17Ni7Al在冷拉加工过程中，会诱发马氏体相变，使奥氏体组织逐渐转变为马氏体，且马氏体也会参与变形，最终组织呈纤维状。形变诱发马氏体含量-冷拉等效应变符合Olson-Cohen模型，当冷拉等效应变达到1.64，马氏体相变达到饱和，V_DIM为92.4%。η≤1.21时，形变强化为主导强化机制；η>1.21时，相变强化为主导强化机制。

（2）马氏体相变和时效热处理可以显著提高07Cr17Ni7Al丝材的强度和弹性性能，弹性极限-冷拉等效应变呈“S”形曲线关系，符合DoseResp模型，当冷拉等效应变达到1.64以上，弹性极限逐渐趋于平缓。弹性后效-应力符合PWL2模型，存在“弹性后效临界应力”，当工作应力超过该临界值后，弹性后效随应力增加速率会提高2~11倍。冷拉加工和时效处理可以提高“弹性后效临界应力”，临界值随冷拉等效应变呈线性关系。

（3）冷拉等效应变为1.64时，冷拉态和时效态丝材的抗拉强度分别为1959，2313 MPa，弹性极限分别为1621，1987 MPa，弹性后效临界应力值分别为1021，1161 MPa，工作应力低该于临界值时，弹性后效低于0.04%。作为弹簧使用时，07Cr17Ni7Al的最佳冷拉变形量为1.64~2.41之间，结合时效热处理，可以获得理想的力学性能和弹性性能。

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基金资助

国机研究院青年科研基金项目(SINOMAST-QNJJ-2022-03)

重庆英才·创新创业示范团队项目(CQYC202003182)

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