Коэффициент учета истории нагружения при расчете напряжения течения металла в процессах горячей прокатки Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

Металлургия и материаловедение

УДК 621.771.23(075.8)

д.т.н. Яковченко А. В., Кравцова С. И.

(ДонГТИ, г. Алчевск, ЛНР, mond1991@mail.ru)

КОЭФФИЦИЕНТ УЧЕТА ИСТОРИИ НАГРУЖЕНИЯ ПРИ РАСЧЕТЕ НАПРЯЖЕНИЯ ТЕЧЕНИЯ МЕТАЛЛА В ПРОЦЕССАХ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ

Определение на базе экспериментальных кривых упрочнения среднего в очаге значения напряжения течения металла в зависимости от значений степени и скорости деформации, рассчитанных по формулам С. Экелунда или А. И. Целикова, не учитывает влияния особенностей изменения этих величин по длине очага при горячей прокатке, как правило, дает завышенный результат и требует учета коэффициента истории нагружения Ки. Получены значения коэффициентов Ки для более чем 60-ти конструкционных, инструментальных и нержавеющих марок сталей.

Ключевые слова: уравнение А. Надаи, кривая распределения напряжения течения металла при горячей прокатке, компьютерная база цифровой информации о кривых деформационного упрочнения, сплайн-интерполяция кривых упрочнения, коэффициент учета истории нагружения.

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами. Напряжение течения металла а является одной из главных составляющих по степени влияния на результаты расчетов энергосиловых параметров в процессах горячей прокатки. Совершенствование метода расчета среднего в очаге деформации напряжения течения металла является актуальной задачей.

Известно, что напряжение течения металла при горячей деформации зависит в основном от температуры Т, степени £ и скорости деформации и. В технической литературе имеется обширная информация об экспериментальных кривых деформационного упрочнения сталей, например, [1-3], в которой а представлено в зависимости от степени деформации £ или величины суммарной относительной деформации £

s =

H - h

H

- 1 н

s = ln —, h

(1)

(2)

где Н, h — высота полосы до и после обжатия соответственно.

Известно соотношение между £ и £ , например, [4]

£ = 1п(1 - £)-1, £ = 1 - ехр(-£) . (3)

Величина средней в очаге скорости деформации и может быть определена по близким формулам С. Экелунда или А. И. Целикова

UCp =

2VBy!(H -h)/R

H + h

U = Vss

Ucp L

(4)

(5)

где Vв — окружная скорость вращения валков, имеющих радиус R ; VI — скорость металла на выходе из очага деформации; L — длина очага деформации L = уЩн—~Й).

Наиболее точное значение среднего в очаге деформации при горячей прокатке напряжения течения металла (обозначим эту величину а{) можно получить на основе соответствующей кривой распределения а по длине очага, построенной на базе экспериментальных кривых деформационного упрочнения для рассматриваемой стали с учетом кривых распределения

по длине очага степени г и скорости деформации и . В работе [4] представлены метод и компьютерная программа расчета кривой распределения напряжения течения металла с учетом истории процесса нагружения на основе уравнения А. Надаи, а также сплайн-интерполяции экспериментальных кривых деформационного упрочнения и кривых распределения в очаге степени и скорости деформации.

Некоторая погрешность при расчете среднего в очаге деформации при горячей прокатке значения напряжения течения металла будет получена в случае его определения на базе экспериментальных кривых деформационного упрочнения с учетом средних значений степени и скорости деформации, найденных из соответствующих кривых распределения этих величин по длине очага деформации.

Еще большая погрешность при расчете среднего в очаге деформации при горячей прокатке значения напряжения течения металла (обозначим эту величину 0*3) будет

получена в случае его определения на базе экспериментальных кривых деформационного упрочнения с учетом значений степени и скорости деформации, найденных по формулам (1-5). Это связано с тем, что они отличаются от средних значений, найденных на основе соответствующих кривых распределения по длине очага деформации.

Постановка задачи. Введем коэффициент учета истории нагружения (Ки ) при расчете среднего в очаге деформации напряжения течения металла в процессах горячей прокатки как отношение величин 01 / 03 .

Соответственно, если для конкретной марки стали известен коэффициент Ки, а также среднее в очаге деформации при горячей прокатке значение 03, которое было

определено с использованием формул (1-5), то уточненное значение средней величины напряжения течения металла можно будет определить следующим образом

о1 = Ки ■ о3 . (6)

Поставлена задача разработки метода определения коэффициента Ки и его значений для широкого марочного сортамента конструкционных, инструментальных и нержавеющих марок сталей.

Изложение материала и его результаты. Определение коэффициента Ки выполним на примере инструментальной легированной стали марки ХВГ. На первом этапе необходимо на основе метода, изложенного в работе [4], создать компьютерную базу цифровой информации о кривых деформационного упрочнения стали марки ХВГ (рис. 1) (полная таблица базы представлена в работе [4]).

Коэффициент учета истории нагружения Ки при расчете среднего в очаге деформации при горячей прокатке значения напряжения течения металла определяли также в зависимости от трех факторов: г , L / ^р , Т.

Исходя из требования использования в процессе решения поставленной задачи только экспериментальной информации по кривым деформационного упрочнения (то есть без привлечения эмпирических формул) были выбраны общие для всех марок сталей пределы изменения этих факторов, которые представлены на рисунке 2.

Рисунок 1 Окно формирования компьютерной базы цифровой информации о кривых деформационного упрочнения стали марки ХВГ

Имя файла: КАТАЛОГ\Общий список сталей\[3]>!В Г,стр. 92, рис.11. 74-75

Степень деформации (е)

Количество 17-

0.100 □

0.150

0.200

Температура(Т,град.С)

Количество Г

Продолжить... |

Таблица экспериментальны» значений напряжения течения металла (МПа] т Факторов ( и, Т)

Степень деформации 0.200 0.250 0.300 0.350 0.400

Т = 900. Ü =80 252.595 263.218 272.205 276.899 277.919 □

Т = 900, и =100 256.691 267.481 276.605 281.378 282.416

Т = 950, и =0.1 105.046 109 466 113.200 115.150 115.581

Т = 950. и =0.2 114.297 119.109 123.186 125.293 125.754 -

<

Металлургия и материаловедение

На рисунке 3 показано окно программы, в котором автоматически формируется матрица расчетного планируемого эксперимента. Эксперимент спланирован по плану второго порядка, применено центральное композиционное ортогональное планирование в зависимости от трех факторов: £ , L / кСрр , Т.

При этом план-матрица для 3-х факторов содержит 15 опытов. Для каждого опыта выполнен расчет значений Н, к ,

удовлетворяющих соответствующим факторам £ , L / кср .

На рисунке 4 показано окно программы расчета геометрических параметров очага деформации при прокатке полосы на гладких цилиндрических валках, а также зависимости степени деформации £ от времени т по длине очага при прокатке на базе метода [4].

Рисунок 2 Пределы изменения факторов £ , Ь / кср , Т, которые использовали при определении

коэффициента учета истории нагружения Ки

Расчет коэффициента Ки

Имя Файла КАТАЛОГА0щий список. стале|Л[3]ХВГ,стр.92, рис.11 74-75

П редеш

■■ И г: _1 mir

факторов

I__'Ьср так

1.3 1.5 1000

Коновые и натуральные значения Факторов

Кодовые значение 1 факторов ■1.2154 ■1 0 »1 »1.2154

Натуральные £ 0.27 0.2727 0.2050 0.2973 0.3

значения Факторов L/hcp 1.3 1.318 1.400 1.482 1.5

Т (град.С! 1000 1013.292 1075.000 1136.709 1150

Г лан-матрица эксперимента

Х1 Х2 ХЗ Е L/hcp Т [граа.С) Н [мм] h (мм] D, [МПа] ст2[МПа| (МПа Ки » сг-| / (7^

1 -1 -1 -1 0.2727 1 318 1013 292 51.872 37.726 133 941 133.943 156.570 0 95483

2 »1 ■1 ■1 0.2973 1.310 1013.292 58.014 40.766 136.003 136.002 150.032 0.05560

3 ■1 »1 ■1 0.2727 1 482 1013.292 41.148 2Э.Э27 135.320 135.320 158.333 0.85433

4 ♦1 ♦1 -1 0.2973 1 482 1013 292 46.051 32.360 137 542 137.543 160.882 0 95492

5 ■1 ■1 »1 0.2727 1.310 1136.700 на 37.726 96.040 96.840 113.318 0.05450

6 »1 ■1 »1 0.2973 1.318 1136.708 58.014 40.766 98.466 88.465 115.101 0.85547

7 -1 ♦1 »1 0.2727 1 482 1136 708 41.148 29.927 97 999 97.899 114.637 0 95399

0 »1 »1 »1 0.2973 1 402 1136.700 46.051 32.360 99.500 99.510 116.440 0.05450

Э ■1.2154 0 0 0.27 1 400 1075.000 45.482 33.187 112.515 112.515 131.664 0.85456

10 ♦1 2154 0 0 0.3 1 400 1075 000 52.134 36.494 114 787 114.797 134.182 0 95546

11 0 ■1.2154 0 0.2050 1.3 1075.000 56.414 40.336 112 954 112.953 132.104 0.05503

12 0 »1.2154 0 0.2850 1.5 1075.000 42.544 30.418 114.442 114.446 133.382 0.85416

13 0 0 -1.2154 0.2850 1 400 1000 48.751 34.857 141 977 141.976 166.072 0 95491

14 0 0 »1.2154 0.2050 1 400 1150 48.751 34.057 95.306 95.305 111.623 0.05453

15 0 0 0 0.2850 1 400 1075.000 48.751 34.857 113.701 113.701 133.023 0.85475

Очистить | Номвр опыта |i Ц ПеРе™

Дополнительно I

Рисунок 3 План-матрица эксперимента при расчете средних значений напряжения течения металла и коэффициента учета истории нагружения

Металлургия и материаловедение

Рисунок 4 Окно программы расчета зависимости степени деформации г от времени т по длине очага деформации при прокатке (для стали марки ХВГ)

На рисунке 5 показано окно программы расчета зависимости скорости деформации и и напряжения течения металла о от времени т по длине очага при прокатке. Метод расчета изложен в работе [4]. При этом учитываются кривые распределения в очаге степени г и скорости деформации и, а также предусматривается построение (на базе сплайн-интерполяции экспериментальных кривых деформационного упрочнения) соответствующей кривой распределения о с учетом истории процесса нагружения на основе уравнения А. Надаи.

Для опыта № 1 (рис. 3) представлены графические зависимости г(т) , и(т), Т(т) ,

о(т) (рис. 6) по длине очага при прокатке (для стали марки ХВГ).

На рисунке 5 в предпоследней строке нижней части таблицы представлен ряд значений функции о , найденных с учетом истории процесса нагружения на основе уравнения А. Надаи. Используя эти значе-

ния, определили величину среднего в очаге деформации значения напряжения течения металла 01 = 133.8 МПа . Расчет соответствующего интеграла при решении уравнения А. Надаи выполнялся на основе данных, получаемых путем сплайн-интерполяции экспериментальных кривых деформационного упрочнения [4].

В последней строке указанной таблицы представлен ряд значений функции оэксп,

найденных непосредственно путем сплайн-интерполяции кривых деформационного упрочнения с учетом дискретных значений в очаге степени и скорости деформации, взятых из соответствующих кривых распределения г и и .

На основе оэксп определили величину среднего в очаге деформации значения напряжения течения металла 02 = 133.8 МПа .

Значения 01 и 02, которые относятся к опыту № 1, указаны в таблице на рисун-

Металлургия и материаловедение

ке 3. Необходимо обратить внимание на то, что соответствующие значения напряжений 0 и 0эксп, определенные с использованием различных методов, совпадают с высокой точностью. Соответственно, равны между собой величины 01 и 02 .

Величину среднего в очаге деформации значения напряжения течения металла 03 = 156.6 МПа определили путем сплайн-интерполяции кривых деформационного упрочнения с учетом значений степени и скорости деформации, найденных по формулам (1) и (4) соответственно. Это значение 03, которое также относится к опыту № 1, указано в таблице на рисунке 3. Коэффициент Ки = 0.85, также указанный в этой таблице, определили по формуле (6) на основе значений соответствующих величин 01 = 133.8 МПа и 03 = 156.6 МПа .

Расчеты 15-ти коэффициентов Ки по план-матрице, представленной на рисунке 3, выполнены для того, чтобы проверить степень влияния на них факторов г ,

L / ^р, Т. Отметим, что в расчетах не

учитывали изменение температуры Т по длине очага деформации, хотя метод и программа [4] такую возможность дают.

Для стали марки ХВГ коэффициент Ки получен в интервале 0.853-0.856, то есть практически он мало зависит от факторов г , L / ^р , Т. Аналогичный результат получен и для других марок сталей.

Безусловно, выбран довольно узкий

диапазон изменения факторов г , L / ^р

(см. рис. 2). Это связано с тем, чтобы для значительного количества марок сталей имелась возможность выполнить решение поставленной задачи в этом диапазоне факторов путем сплайн-интерполяции экспериментальной цифровой информации о кривых деформационного упрочнения (то есть без привлечения эмпирических формул для 0 и без выполнения расчетов 0 по длине очага деформации в режиме экстраполяции).

Количество

точек рТип задания информации в таблице-1 ^ _ | ^ | ~

0 С вся информация (* расчет U по е С" расчет £ по U £(1)| С расчет т по U,£ Т(1)| Г~ T&const ДТ | 10

Исходная информация

i z (сек ) Е и (1 ¡сек) Т {град.С) 1 1 I * Э 4 5 Б 7 8 9 10

0.001499 0 002922 0.004278 0.005574 0 006921 0.008025 0 009197 0.010949 0 011479 0.012595

0.052422 0.099081 0.140060 0.175432 0.205261 0.229597 0.248483 0.261950 0.270021 0.272710

1019 292 1019.292 1019 292 1019 292 1019.292 1019 292 1019 292 1013.292 1019.292 1013.292

i ' у

OK |

Количество дополнительным точек на каждом интервале

С в заданный момент времени

(♦ к равномерно распределенных значений

к | 10

Результаты расчета

i 1 1 I = 9 4 5 6 7 8 9 10

г (сек) е ы(1 /сек) Т (град. О) да!де öcr/cto да!дТ de! dz du! dz dTSdz da! dz а (МПа) 0.001499 0 002792 0.009965 0 005199 0 006491 0.007663 0.008896 0.010129 0 011962 0.012535

0.052422 0.099026 0.190932 0.165530 0.196401 0.222780 0.244116 0.259833 0.268465 0.272710

32.789178 31.782925 29.493582 26.608283 23.261905 19.412382 15.079488 10.322290 5.147906 2.396613

1019 292 1013.292 1013 292 1013 232 1019.292 1013.292 1019.292 1019 292 1019.292 1019.292

380.05264 359.97997 299.71193 269.27883 196.61787 111.20668 101.62579 107.03614 97.99222 89.75862

0.36668 0.41868 0.44797 0.46324 0.51571 0.62151 0.70267 0.80347 2.75344 4.98821

-0.34143 ■0.39087 ■0.42804 -0.45576 -0.47460 ■0.48020 ■0.47795 -0.47183 ■0.44627 ■0.41624

32.78919 9219949 29.48564 26 65135 29 27997 19.44977 15 08999 10 33889 5.24999 2 99661

-880.7966 -1170.6907 ■2248.6828 ■2517.3447 -2916.4112 ■3326.7660 ■9697.2549 -4003.5680 ■3523.4258 ■2122.4260

-0.00000 ■0.00000 ■0.00000 -0.00000 0.00000 0.00000 ■0.00000 -0.00000 0.00000 ■0.00000

12138.6400 11059.6029 7829.8555 6010.5045 3072.0401 95.3115 ■1064.4948 -2110.1102 ■9187.4624 ■10371.9941

104.27899 119 99467 190.69582 139.17052 144 31319 146.64278 145.94995 14404992 196.27521 127.10099

Оэксп. 104.27899 119.99467 130.63523 139.17011 144.31280 146.64218 145.94870 144.04943 136.28878 127.11030

в

Рисунок 5 Окно программы расчета зависимости скорости деформации и и напряжения течения металла 0 от времени т по длине очага при прокатке

Металлургия и материаловедение

Рисунок 6 Окно программы визуализации графических зависимостей £ (т) ,и (т), а (т) по длине очага при прокатке (для стали марки ХВГ)

В таблице 1 представлены значения коэффициентов Ки для более чем 60-ти конструкционных, инструментальных и нержавеющих марок сталей. Расчеты выполнены в окнах программы, показанных на рисунках 3-5, по единой методике. Выде-

лено несколько групп марок сталей, для которых определены указанные коэффициенты. Найденные значения лежат в диапазоне 0.75 < Ки (ср.) < 1.05. Представленные значения округлены до двух знаков после запятой.

Марка стали Ки (min) Ки (max) Ки (ср.)

1 2 3 4 5

(0.75 < Ки (ср.) < 0.80)

1 [2], Сталь 45, стр. 153, рис. 65 0.76 0.77 0.77

2 [1], Сталь 45, стр. 105, рис. 28 0.77 0.78 0.78

3 [3], 18ХГТ, стр. 82, рис. II. 44-45 0.78 0.78 0.78

4 [3], 20ХНГР, стр. 84, рис. II. 50-51 0.79 0.80 0.80

5 [1], 14ГН, стр. 119, рис. 49 0.79 0.81 0.80

6 [1], 15СХНД, стр. 133, рис. 71 0.79 0.80 0.80

7 [1], У8, стр.156, рис.107 0.79 0.80 0.80

8 [1], У12А, стр.159, рис.111 0.78 0.81 0.80

9 [3], У8, стр.75, рис. II. 23-24 0.79 0.80 0.80

Таблица 1

Значения коэффициента Ки для конструкционных, инструментальных и нержавеющих марок сталей

Продолжение таблицы 1

1 2 3 4 5

(0,80 < Ки (ср.) < 0.85)

10 [1], CT3, стр. 101, рис. 22 0.80 0.81 0.81

11 [1], ШХ15, стр. 163, рис. 118 0.80 0.81 0.81

12 [3], Сталь 20, стр. 71, рис. II. 10-11 0.80 0.81 0.81

13 [2], 18ХНВА, стр. 87, рис. 37 0.80 0.86 0.83

14 [3], 40Х, стр. 76, рис. II. 26-27 0.81 0.81 0.81

15 [3], ШХ15, стр. 78, рис. II. 32-33 0.80 0.81 0.81

16 [1], ХВГ, стр. 137, рис. 79 0.81 0.82 0.82

17 [1], Сталь 20, стр. 98, рис. 18 0.81 0.82 0.82

18 [1], Сталь 45, стр. 105, рис. 29 0.81 0.82 0.82

19 [1], 40Х, стр. 122, рис. 52 0.81 0.82 0.82

20 [1], 10X17H13M2T, стр. 221, рис. 195 0.81 0.82 0.82

21 [1], 12X13, стр. 187, рис. 142 0.81 0.83 0.82

22 [1], 18ХНВА, стр. 137, рис. 80 0.80 0.84 0.82

23 [1], 60С2, стр. 161, рис. 114 0.81 0.82 0.82

24 [2], У12А, стр. 83, рис. 33 0.81 0.82 0.82

25 [2], ХВГ, стр. 85, рис. 35 0.81 0.82 0.82

26 [1], Сталь 55, стр. 108, рис. 37 0.81 0.82 0.82

27 [3], 08КП, стр. 69, рис. II. 5-6 0.82 0.82 0.82

28 [3], 14ГН, стр. 80, рис. II. 38-39 0.81 0.82 0.82

29 [3], 45ХН, стр. 83, рис. II. 47-48 0.82 0.82 0.82

30 [3], 60С2, стр. 86, рис. II. 56-57 0.81 0.82 0.82

31 [3], Ст3, стр. 72, рис. II. 14-15 0.82 0.82 0.82

32 [3], Ст6, стр. 74, рис. II. 20-21 0.81 0.82 0.82

33 [3], Сталь 08КП, стр. 69, рис. II. 5-6 0.82 0.82 0.82

34 [1], 12XH3A, стр. 146, рис. 97 0.82 0.84 0.83

35 [2], 2Х18Н9,стр. 89,рис. 39 0.80 0.86 0.83

36 [3], 15ХСНД, стр. 79, рис. II. 35-36 0.82 0.83 0.83

37 [3], 30ХГСА, стр. 85, рис. II. 53-54 0.82 0.83 0.83

38 [3], Сталь 45, стр. 73, рис. II. 17-18 0.82 0.83 0.83

39 [1], Р18, стр. 169, рис. 130 0.83 0.84 0.84

40 [3], Х18Н12М2Т, стр. 102, рис. II. 104-105 0.84 0.84 0.84

41 [3], 12ХНЗА, стр. 81, рис. II. 41-42 0.83 0.84 0.84

42 [3], P18, стр. 103, рис. II. 107-108 0.84 0.84 0.84

43 [1], 12Х18Н9Т, стр. 211, рис. 181 0.83 0.86 0.85

44 [1], 60С2, стр. 161, рис. 113 0.84 0.85 0.85

45 [2], 60С2, стр. 84, рис. 34 0.84 0.86 0.85

46 [3], Сталь типа хромомолибденовой, стр. 88, рис. II. 62-63 0.85 0.85 0.85

47 [3], Х18Н9Т, стр. 100, рис. II. 98-99 0.85 0.85 0.85

(0.85 < Ки (ср.) < 0.90)

48 [3], ХВГ, стр. 92, рис. II. 74-75 0.85 0.86 0.86

49 [1], 10X17H13M2T, стр. 219, рис. 192 0.84 0.88 0.86

50 [1], 12Х18Н9Т, стр. 207, рис. 177 0.85 0.86 0.86

51 [1], 40Х13, стр. 191, рис. 150 0.85 0.87 0.86

52 [1], X17H2, стр. 200, рис. 164 0.85 0.87 0.86

53 [1], X12, стр. 185, рис. 139 0.83 0.89 0.86

54 [2], Х18Н9Т, стр. 88, рис. 38 0.85 0.86 0.86

Продолжение таблицы 1

1 2 3 4 5

55 [3], 4Х13, стр. 97, рис. II. 89-90 0.85 0.86 0.86

56 [3], Сталь типа молибденомарганцовистой, стр. 87, рис. II. 59-60 0.85 0.86 0.86

57 [3], Сталь типа хромоникельмолибденовой, стр. 90, рис. II. 68-69 0.85 0.86 0.86

58 [3], Х17Н2, стр. 99, рис. II. 95-96 0.86 0.86 0.86

59 [1], 40Х13, стр. 190, рис. 149 0.86 0.87 0.87

60 [2], 4Х13, стр. 86, рис. 36 0.86 0.88 0.87

61 [3], 18ХНВА, стр. 91, рис. II. 71-72 0.87 0.87 0.87

62 [3], Сталь типа кремнемарганцовистой, стр. 86, рис. II. 65-66 0.86 0.87 0.87

(0.9 < Ки (ср.) < 1.0)

63 [3], ЭП311, стр. 110, рис. II. 128-129 0.92 0.93 0.93

(1.0 < Ки (ср.) < 1.05)

64 [3], ЭП220, стр. 112, рис. II. 134-135 1.03 1.05 1.04

Выводы и направление дальнейших исследований. Зависимость напряжения течения металла по длине очага при горячей прокатке определили с учетом истории процесса нагружения на основе уравнения А. Надаи, а также сплайн-интерполяции экспериментальных кривых деформационного упрочнения и кривых распределения в очаге степени и скорости деформации.

Показано, что определение на базе экспериментальных кривых деформационного упрочнения среднего в очаге значения на-

Библиографический список

пряжения течения металла в зависимости от значений степени и скорости деформации, рассчитанных по формулам С. Экелунда или А. И. Целикова, не учитывает влияния особенностей изменения этих величин по длине очага при прокатке, как правило, дает завышенный результат и требует учета коэффициента истории нагружения Ки . Получены значения коэффициента Ки для более чем 60-ти конструкционных, инструментальных и нержавеющих марок сталей.

1. Полухин, П. И. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов [Текст] : справочник /П. И. Полухин, Г. Я. Гун, А. М. Галкин. — М. : Металлургия, 1983. — 352 с.

2. Применение теории ползучести при обработке металлов давлением [Текст] / А. А. Поздеев [и др.]. — М. : Металлургия, 1973. — 192 с.

3. Теория прокатки [Текст] : справочник / А. И. Целиков [и др.]. — М. : Металлургия, 1982. — 335 с.

4. Методы компьютерного моделирования напряжения течения металла в процессах горячей пластической деформации [Текст] : учебное пособие для обучающихся образовательных учреждений высшего профессионального образования / А. В. Яковченко, С. А. Снитко, Н. И. Ивлева. — Донецк : ДонНТУ, 2018. — 197 с.

© Яковченко А. В. © Кравцова С. И.

Рекомендована к печати к.т.н., доц., зав. каф. ОМДиМДонГТИДенищенко П. Н.,

д.т.н., доц., зав. каф. ОМДДонНТУ Снитко С. А.

Статья поступила в редакцию 30.09.2020.

Doctor of Technical Sciences Yakovchenko A. V., Kravtsova S. I. (DonSTI, Alchevsk, LPR, mond1991@mail. ru)

COEFFICIENT FOR CONSIDERING LOADING HISTORY AT CALCULATING METAL FLOW STRESS IN HOT ROLLING PROCESSES

The paper is devoted to determining the average stress value of metal flow in the zone on the basis of experimental hardening curves, depending on the values of degree and strain rate calculated by the formulas C. Ekelund or A. I. Tselikov, does not take into account the influence offeatures of changes in these values along the length of the zone during hot rolling, as a rule, gives an overestimated result and requires to take into account the Ki coefficient of loading history. The values of the Ki coefficients for more than 60 structural, tool and stainless steel grades are obtained.

Key words: A. Nadai equation, metal flow stress distribution curve during hot rolling, computer database of digital information about strain hardening curves, spline-interpolation of hardening curves, coefficient for considering loading history.