Повышение точности определения энергосиловых параметров при непрерывной прокатке труб на основе изучения закономерностей процессов упрочнения и разупрочнения стали тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.05, кандидат наук Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви

• Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви
• кандидат наук
• 2020

Оглавление диссертации кандидат наук Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви

ВВЕДЕНИЕ

1 ПРОЦЕССЫ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПРИ

ПРОИЗВОДСТВЕ ТРУБ

1.1 Особенности процессов непрерывного деформирования при производстве труб

1.2 Сопротивление металлов пластической деформации и факторы его определяющие

1.3 Математические модели для определения сопротивления металла пластической деформации

1.4 Выводы и постановка задач исследования

2 АНАЛИЗ СОБЕННОСТЕЙ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПРИ ПРОКАТКЕ В НЕПРЕРЫВНОМ СТАНЕ

2.1 Компьютерное моделирование процесса прокатки в непрерывном раскатном

стане

2.2 Анализ температурно-скоростных условий при непрерывной раскатке гильз

2.3 Параметрический анализ температурно-скоростных условий процесса непрерывной раскатки гильз

2.4 Выводы по главе

3 РАЗРАБОТКА ФЕНОМЕНОЛОГИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ СОПРОТИВЛЕНИЯ МЕТАЛЛА ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ

3.1 Разработка алгоритма численного определения сопротивления металла пластической деформации

3.2 Разработка методики экспериментального исследования сопротивления пластической деформации трубных сталей

3.3 Анализ результатов экспериментального исследования

3.4 Определение параметров деформационного упрочнения

3.5 Выводы по главе

4 ПРАКТИЧЕСКОЕ ПРИМЕНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ

4.1 Краткая характеристика теммпературных условий при производстве труб

4.2 Использование результатов при корректировке калибровки валков калибровочного стана термического отдела АО «ВТЗ»

4.3 Рекомендации по использованию результатов при корректировке режимов деформации на стане FQM ПАО «СТЗ»

4.4 Выводы по главе

ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

Приложение А

Приложение В

Приложение Б

Приложение Е

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение точности определения энергосиловых параметров при непрерывной прокатке труб на основе изучения закономерностей процессов упрочнения и разупрочнения стали»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы. Бесшовные стальные трубы являются продукцией, востребованной во многих сферах человеческой деятельности. При этом в зависимости от назначения заказы на трубы могут составлять от нескольких килограмм до сотен тысяч тонн. Естественно, что при производстве многотоннажных партий труб первостепенным вопросом становится производительность трубопрокатного агрегата. Но при этом должны удовлетворяться требования к качеству выпускаемой продукции. В настоящее время многие трубопрокатные заводы как в России, так и за рубежом оснастились современными трубопрокатными агрегатами, включающими прошивные станы.

Дишера и раскатные станы типа PQF (Premium Quality Finishing) и FQM (Fine Quality Mill). Такие агрегаты позволяют получать продукцию, удовлетворяющую наиболее жестким требованиям потребителей. Поэтому сегодня на первый план выходят вопросы, связанные с рациональным использованием фактического фонда рабочего времени.

Одним из факторов, снижающим фактическое время работы трубопрокатного агрегата, являются незапланированные простои. Значительная их доля связана с аварийными ситуациями в процессе работы. К таким ситуациям, в частности, относится поломка оборудования. В свою очередь снизить вероятность поломок позволяет грамотный расчет энергосиловых параметров процесса прокатки.

Известно, что точность определения силовых параметров, действующих на технологический инструмент прокатных станов, во многом определяется точностью вычисления сопротивления металлов пластической деформации. Поэтому задача по разработке методики определения сопротивления металла пластической деформации с учетом влияния на эту величину термомеханических параметров процесса является актуальной в настоящее время.

Степень разработанности темы исследования.

В настоящее время достаточно хорошо проработаны методические вопросы по определению сопротивления металлов пластической деформации. Для случаев

холодной деформации металлов и сплавов при этом как правило используют разрывные машины.

В качестве аппроксимирующей зависимости при этом принимают степенную зависимость сопротивления металла пластической деформации от накопленной степени деформации. Несколько сложнее определять сопротивление пластической деформации при горячем деформировании. Это связано с тем, что при высоких температурах на сопротивление пластической деформации оказывает влияние скорость и температура деформации. Поэтому для определения сопротивления металлов горячей пластической деформации применяют специальные машины, называемые пластометрами. Для аппроксимации искомых зависимостей используют степенные зависимости от степени и скорости деформации и экспоненциальную зависимость от температуры.

С другой стороны известно, что при горячей деформации сопротивление металла пластической деформации имеет черты функционала. Однако несмотря усилия ряда ученых общепризнанной методики конструирования функционалов сопротивления металлов пластической деформации так и не получено.

Следует также отметить, что большая часть проведенных исследований касается либо холодной деформации при температурах 20...200°С, либо горячей деформации при температурах 750... 1250°С. Температурный интервал 200.. ,750°С остается до сих пор не исследованным.

Целью работы является повышение точности определения энергосиловых параметров при непрерывной прокатке труб.

Для достижения поставленной цели сформулированы следующие задачи исследования:

1. С помощью компьютерного моделирования определить характер изменения технологических параметров в линии непрерывного стана для раскатки гильз на длиной оправке.

2. Разработать методику экспериментального исследования сопротивления металла пластической деформации, учитывающую протекание процессов упрочнения и разупрочнения сталей.

3. Выполнить экспериментальное исследование процессов упрочнения и разупрочнения трубных марок стали при различных значениях термомеханических параметров процесса пластической деформации

4. Разработать программный продукт для расчета сопротивления металлов пластической деформации, учитывающий реальный характер изменения термомеханических параметров при непрерывной раскатке гильз.

5. Разработать предложения по повышению точности определения энергосиловых параметров на непрерывных раскатных станах и калибровочных станах термических отделах.

Методология и методы исследования Для решения поставленных задач использовали: компьютерное моделирование с применением программного продукта Qform основанного на методе конечных элементов, физическое моделирование с использованием многофункционального комплекса Gleeble 3800, метод наименьших квадратов для обработки экспериментальных данных.

Экспериментальные исследования и компьютерное моделирование реализованы в условиях Южно-Уральского государственного университета (г. Челябинск).

Научная новизна работы:

1. Получены закономерности изменения параметров напряженно-деформированного состояния металла гильзы при ее раскатке в непрерывном стане и соответствующее им изменение сопротивление металла пластической деформации.

2. Исследованы закономерности изменения сопротивления стали пластической деформации в диапазоне температур от 300°С до 600°С.

3. Выявлен механизм разупрочнения металлов с перлитоферритной структурой в процессе деформации при температурах, соответствующих температуре отпуска.

4. Уточнены эмпирические зависимости сопротивления пластической деформации трубных сталей при температурах теплой деформации. Теоретическая и практическая значимость работы:

1. Выполнена классификация процессов деформации, используемых при производстве труб, с точки зрения использования методик определения сопротивления металла пластической деформации.

2. Разработана методика экспериментального определения реологических коэффициентов металлов и сплавов, входящих в универсальную феноменологическую модель сопротивления металла пластической деформации.

3. Получены значения реологических коэффициентов для трубной стали марок 32Г2У, 09Г2С, 32ХГА.

4. Получена база данных по сопротивлению пластической деформации стали марок 32Г2У, 09Г2С, 32ХГА в зависимости от степени деформации при температурах 20°С, 300°С, 600°С, 900°С и 1200°С при скорости деформации 10 с-1.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Уточненная методика определения реологических коэффициентов универсальной феноменологической модели сопротивления металлов и сплавов пластической деформации.

2. Результаты компьютерного моделирования напряженно-деформированного состояния металла гильзы при ее раскатке в линии непрерывного раскатного стана.

3. Результаты экспериментально-теоретического исследования сопротивления пластической деформации стали марок 32Г2У, 09Г2С, 32ХГА.

Степень достоверности результатов исследований. Теоретические и численные исследования выполнены на основе современных численных методов с применением лицензированного программного продукта. Экспериментальные исследования выполнены с использованием поверенных приборов, технических средств и современных методик обработки данных с достаточной для практики сходимостью.

Апробация работы. Основные положения научно-исследовательской работы доложены и обсуждены на следующих конференциях:

1. The 2nd International Conference on Materials Engineering & Science (ICowMEAS 2019) Baghdad, Iraq. September 25-26, 2019.

2. The 4th International Youth Workshop Magnitogorsk Rolling Practice, Магнитогорск, 4-7 июня 2019.

3. 11-я научная конференция Аспирантов и Докторантов ЮУрГУ 2019, Челябинск.

4. 77-я международная научно-практическая конференция «Актуальные проблемы современной науки и образования», Магнитогорск 22-26 апреля 2019.

5. The 1st International Conference on Materials Engineering and Science (ICowMEAS), Held in Istanbul Aydin University (IAU) - Turkey, 8-9 августа 2018.

6. 8-я научная конференция Аспирантов и Докторантов ЮУрГУ 2016, Челябинск.

Публикации по теме диссертации. Основные результаты диссертации опубликованы в 6 печатных работах, из них 3 в изданиях, рекомендованных ВАК РФ:

1. А.С.О. Аль-Кхузаи, В.В. Широков, А.В. Выдрин. Исследование сопротивления пластической деформации стали марки 32ХГА / Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2020. - Т. 20, № 1. - С. 80-86. DOI: 10.14529/met200109 (ВАК).

2. Аль-Кхузаи, А.С.О. Исследование сопротивления металла пластической деформации стали марки 32Г2У в широком диапазоне изменения температур /

А.С.О. Аль-Кхузаи, А.В. Выдрин, В.В. Широков // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова, 2020 г., Т.18, №1, с. 23-30 (ВАК).

3. А.С.О. Аль-Кхузаи, В.В. Широков, А.В. Выдрин. Определение диапазона изменения параметров напряжённо-деформированного состояния металла при непрерывной прокатке труб / Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2019. -Т. 19, № 1. - С. 74-79. DOI: 10.14529/met190109 (ВАК).

4. A. S. O. Al-Khuzaie, A. V. Vydrin and V. V. Shirokov, Study of the resistance of metal to plastic deformation of steel pipe in a wide range of temperature variation, (ELSEVIER). Materials Today: Proceedings, Volume:20, P4, 2020 Pages 617-620 (Scopus).

5. Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви, Выдрин А.В., Широков В.В. Анализ возможности применения универсальной феноменологической модели сопротивления металла пластической деформации. (ОМД), Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением, Магнитогорск. - 2018.-№4(27) -С. 61-69.

6. Ахмеров Д.А., Выдрин А.В., Струин Д.О., Шкуратов Е.А., Аль-Джумаили Мохаммед Жасим Мохаммед, Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви Исследование процесса продольной прокатки труб в калибрах, образованных разным количеством валков. (ОМД), Моделирование и развитие процессов обработки металлов давлением, Магнитогорск. - 2018. -№4(27) - С. 38-42.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, изложена на 136 страницах машинописного текста, включающего 33 рисунок, 22 таблиц, список использованных источников из 136 наименований российских и зарубежных авторов.

1 ПРОЦЕССЫ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ТРУБ

1.1 Особенности процессов непрерывного деформирования при производстве труб

При производстве бесшовных труб в линии ТПА с непрерывным раскатным станом полую заготовку (гильзу) раскатывают в передельную трубу. При этом, как правило, на выходе получают трубы, имеющими не более трех значений наружного диаметра, но с необходимым набором толщин стенки. С целью расширения производимого сортаментного ряда труб окончательное формирование толщины стенки и наружного диаметра осуществляется на редукционно-растяжных и калибровочных станах.

При этом формирование толщины стенки передельной трубы, при прокатке на непрерывном раскатном стане, в значительной мере определяет характер распределения продольной и поперечной разнотолщинности стенки и состояние поверхности на готовых трубах в ряде работ. Это в итоге определяет качество готовой продукции [1, 2].

При прокатке на оправке в двухвалковых и трёхвалковых калибрах существуют три основные зоны деформации толщины стенки раската по периметру очага деформации:

1) зона обжатия толщины стенки по вершине калибра;

2) переходная зона, в которой происходит уменьшение обжатия по толщине

стенки;

3) зона редуцирования (внеконтактная зона, в которой металл не соприкасается с оправкой).

Границы поперечного сечения очага деформации на выходе из клети непрерывного раскатного стана определяются геометрическими параметрами раската (гильзы) на входе в клеть, диаметром оправки, используемой калибровкой валков, режимом обжатий.

На непрерывных раскатных станах (НРС) используется несколько основных видов калибров [3-8]:

1) с круглой или овальной обжимной зоной и выпусками, выполненными по

прямой;

2) с овальной обжимной зоной и выпусками, выполненными по радиусу;

3) с круглой обжимной зоной и выпусками, выполненными по радиусу;

4) овальные (без выпусков).

Калибры 1-ого вида имеют наибольшую овальность, в сравнении с калибрами, имеющими выпуск по радиусу при одинаковых значениях углов выпуска. Такая форма калибра улучшает условия захвата гильзы валками, но увеличивает неравномерность деформации стенки в поперечном сечении , что приводит к наибольшей разнотолщинности стенки трубы.

Калибры 2-ого вида используют в черновых и предчистовых обжимных клетях.

Калибры 3-его вида используются в чистовых клетях. Концентрическое, относительно сечения оправки, расположение обжимной зоны этих калибров обеспечивает получение равномерной толщины стенки по периметру очага деформации.

Калибры 4-го вида используют в непрерывном раскатном стане в последних клетях с целью уменьшения трения между раскатом и оправкой.

Отличительной особенностью непрерывной прокатки является то, что деформация раската осуществляется одновременно в нескольких клетях стана.

При этом условия деформации в черновой, предчистовой и чистовой группах клетей различны и определяются геометрическими параметрами калибровки валков. Взаимосвязь между клетями осуществляется через прокатываемый материал и оправку, характер движения которой также оказывает существенное влияние на параметры процесса раскатки. К основным преимуществом процесса раскатки на непрерывных раскатных станах следует отнести возможность получения передельных труб длиной до 40 м при скорости раскатки до 6,5 м/с [9, 10].

Раската труб на ТПА с непрерывным раскатным станом осуществляется на свободноплавающей (традиционный способ) и удерживаемой (перемещающейся с постоянной заданной скоростью) оправках.

Раскатка труб на плавающей оправке осуществляется в 7-9 клетях с 2-валковыми калибрами. Для станов с трёхвалковыми калибрами характерно меньшее количество клетей, как правило, 5-6 клетей непосредственно в непрерывном и 3 клети в извлекательно-калибровочном стане, а также применение удерживаемой оправки [11, 12, 13].

В процессе прокатки наблюдается значительная неравномерность деформации металла трубы [14, 15]. Если рассматривать поперченное сечение очага деформации, то по вершине калибра металл сжимается между валком и оправкой, а в выпуске обжатие между валком и оправкой может отсутствовать.

Если же рассматривать напряжённое состояние металла в продольном направлении, то металл может подвергаться напряжениям сжатия (прокатка с подпором), или растяжения (прокатка с натяжением). В ряде случаев продольные напряжения могут отсутствовать (свободная прокатка) [16]. Также в очаге деформации могут возникать тангенциальные напряжения. Их появление связано с течением металла в выпуски калибра, что может приводить к переполнению калибра или утяжке [17-19].

Воздействие силовых факторов на металл трубы также неоднородно и во времени, поскольку во время прохождения межклетьевых промежутков в процессах заполнения и освобождения непрерывного стана металлом уровень сил, действующих на металл, значительно ниже. Кроме этого, режимы обжатий проектируют таким образом, чтобы основная деформация приходилась на первые клети непрерывного стана. Поэтому по мере продвижения металла к выходу стана величина сил, действующих на него со стороны прокатного инструмента, снижается.

1.2 Сопротивление металлов пластической деформации и факторы его

определяющие

Горячая дформация, факторы, связанные со свойствами материала

Химический состав

Результаты исследований влияния химического состава на сопротивление деформации приведены в работах [20-24, 25, 26, 27, 28]. Сопротивление деформации углеродистых сталей при малых скоростях деформации (около 0,01 с-снижается с ростом содержания углерода [21]. При повышенных скоростях деформации (более 1 с-1) величина сопротивления деформации растет с увеличением содержания углерода, что связано с влиянием углерода на разупрочнение при горячей деформации. Для низколегированной углеродистой стали в области температур от 900 до 1250° С никель и хром незначительно, а марганец и молибден более существенно способствуют повышению сопротивления деформации.

Содержание никеля до 5% вызывает минимальное повышение сопротивления деформации. Влияние хрома на повышение величины сопротивления деформации при температуре выше 1100° С также незначительно, однако оно возрастает при температуре ниже 1000°С и содержании хрома более 1,0% [25, 26, 27]. Более сильное упрочняющее влияние марганца в диапазоне температур от 900 до 1200° С приводит к повышению сопротивления деформации на 8% для нижнего предела температур и на 2,5% для верхнего на каждый процент марганца.

Наибольшее повышение величины сопротивления деформации для одинаковых областей температур вызывает молибден. В то время как увеличение содержания марганца на 1% приводит к повышению величины сопротивления деформации при температуре 1200°С приблизительно на 2%. Для молибденовых сталей это повышение составляет 8% на каждый процент молибдена. Для среднелегированной углеродистой стали с содержанием легирующих элементов до 5% содержание углерода в аустенитной области также оказывает сильное влияние па сопротивление деформации.

В отличие от нелегированных углеродистых сталей у легированных величина сопротивления деформации растет с увеличением степени деформации в связи с упрочняющим влиянием легирующих элементов. Для легированных углеродистых сталей, а в особенности для легированных инструментальных сталей сопротивление деформации в значительной мере зависит от таких примесей, как карбиды, нитриды, карбонитриды. Как установил Бюлер [29], в связи с возникающим при увеличении содержания легирующих элементов межкристаллитным упрочнением ожидается рост величины сопротивления деформации.

В различных источниках приводятся прямо противоположные данные, относящиеся к сопротивлению деформации аустенитной хромоникелевой стали. Результаты исследования изложенные в работах [30, 31] позволяют считать, что незначительнее отклонение химического состава, величины зерна и прочих факторов при проведении испытаний, особенно при не слишком высокой температуре (900°С), могут приводить к различной величине сопротивления деформации.

Сопротивление деформации ферритной хромистой стали при горячей обработке давлением во много раз ниже, чем аустенитной стали [25, 26, 31-33], так как основная структура оказывает решающее влияние на его величину. Ферритная сталь с высоким содержанием кремния имеет более низкое сопротивление деформации, чем ферритная хромистая сталь. Это объясняется как различием в фазовом составе, так и влиянием содержания хрома на процесс разупрочнения. Сопротивление деформации высоколегированной стали наиболее сильно повышают азот, углерод, молибден, вольфрам и ванадий. При горячей деформации легирование хромом, никелем, молибденом, титаном или хромом, марганцем, никелем, азотом нержавеющей стали приводит к наиболее высокому, а легирование стали только хромом и никелем или хромом и марганцем — к наиболее низкому сопротивлению деформации.

Кристаллическая структура

От структуры кристаллов зависит число возможных систем скольжения. Чем больше имеется систем скольжения, тем легче осуществлять деформацию. Однако кристаллическая структура не оказывает существенного влияния на величину сопротивления деформации при горячей деформации. В этом случае процесс скольжения облегчается вследствие более высокой скорости диффузии и на характер изменения величины сопротивления деформации в первую очередь влияют протекающие при горячей деформации процессы упрочнения и разупрочнения.

Фазовый состав

Хотя структура кристаллов не оказывает большого влияния на общий характер кривых текучести, для многофазных материалов зависящий от температуры фазовый состав может оказываеть существенное влияние на величину сопротивления деформации. Это обусловлено в первую очередь различным характером упрочнения отдельных фазовых составляющих материала.

Аустенитная структура кремнистой стали (<1,5% Si) при горячей деформации упрочняется незначительно. В двухфазной, аустенито-ферритной стали с высоким содержанием кремния (1,5—2,5% Si) сопротивление деформации снижается в зависимости от содержания феррита (которое зависит от температуры) и еще более уменьшается в чисто ферритной стали с содержанием кремния выше 3%. О нестабильном характере кривой описывающей зависимость сопротивления деформации от температуры для нелегированной углеродистой стали в области фазового перехода а-у сообщал еще Хеннеке [34].

Сопротивление деформации коррозионностойких и кислотостойких марок стали сильно зависит от структуры, получаемой в процессе деформации. Наиболее низкое значение сопротивления деформации имеет чисто ферритная сталь. Более высокое сопротивление деформации многофазной стали зависит от фазового состава. При горячей деформации аустенитная сталь обладает в 4-5 раз более высоким сопротивлением деформации, чем ферритная хромистая сталь.

Исходная структура

Если сопротивление деформации определяют на литых образцах (первичная деформация) и на образцах, уже деформированных предварительно (вторичная деформация), то возмжно довольно значительное различие [35, 36]. Это различие вызывается структурой зерен, а также положением места вырезки образца.

Место отбора образца

Отмеченное выше влияние, кроме изменения формы и структуры зерна, прежде всего обусловлено положением плоскостей и направлений скольжения относительно направления приложения напряжений. Оно характерно в первую очередь для крупнозернистого исходного материала и для материала, у которого в начале деформации существуют только небольшие возможности для скольжения.

Метод изготовления

Материалы, изготовленные методами порошковой металлургии, имеют в неспеченном состоянии меньшее сопротивление деформации, чем после спекания. Большое значение при этом имеют плотность и газонасыщенность кислородом, азотом [37]. По сравнению с материалом, изготовленным методом пирометаллургии, материал того же состава в спеченном состоянии имеет более высокое сопротивление деформации, что обусловлено более высоким содержанием кислорода.

Факторы, связанные с условиями протекания процесса

Температура

Увеличение температуры деформации приводит к снижению сопротивления деформации, которое в значительной мере зависит от материала [20, 23]. Если в определенной температурной области происходят фазовые превращения, то на кривой, описывающей зависимость сопротивления деформации от темепературы можно наблюдать нестабильность при постоянных значениях скорости и степени деформации [35, 38, 39]. Для однофазного материала зависимость сопротивления деформации от температуры можно описать при помощи формулы Курнакова [30], которая свидетельствует о том, что сопротивления деформации для двух различных температур связаны при помощи экспоненциальной зависимости.

Скорость деформации

Одним из важнейших параметров, оказывающих влияние на протекание процесса при горячей деформации, является скорость деформации. В двойной логарифмической шкале для всех степеней и температур деформации можно принять линейной зависимость сопротивления деформации от скорости деформации [20, 23].

Степень деформации

Почти у всех черных и цветных металлов, применяемых в технике, сопротивление деформации растет в области малых степеней деформации с их увеличением. После достижения максимума, зависящего от многих факторов, более сильно начинает проявляться действие процесса динамического разупрочнения, что приводит к уменьшению сопротивления деформации с дальнейшим ростом степени деформации [20, 23]. При одинаковой скорости упрочнения и разупрочнения сопротивление деформации не зависит от степени деформации. Иногда величина сопротивления деформации при больших степенях деформации может быть меньше, чем исходная при одинаковых прочих условиях деформации. Кривые текучести в случае горячей деформации могут быть описаны для области упрочнения при малых и средних степенях деформации с учетом свойств материала при помощи показательной функции, где в качестве основания выступает отношение начальной и конечной степеней деформации, а в качестве показателя скорость деформации.

Таким образом, использование двойной логарифмической шкалы дает линейную зависимость. Так как разупрочнение осуществляется за счет возврата или рекристаллизации в соответствии с экспоненциальной функцией, для убывающей части кривой текучести при нагреве также имеет место линейная зависимость. Степень деформации, при которой происходит разупрочнение, почти не зависит от скорости деформации. При увеличении температуры деформации она уменьшается.

Способ нагрева

Перед горячей деформацией заготовка нагревается до определенной температуры. На пути от нагревательного устройства до деформирующего оборудования происходит охлаждение, величина которого зависит от температуры заготовки, излучающей поверхности, массы нагреваемой заготовки и времени ее транспортировки. В отличие от этого при определении сопротивления деформации образцы нагревают до температуры испытаний и деформируют немедленно по достижении этой температуры. При этом имеются определенные отличия исходной структуры, величины зерна и других факторов при определении величины сопротивления деформации от реальных процессов обработки металлов давлением [22]. Значения предела текучести при нагреве до температуры испытаний по сравнению со значениями при нагреве до 1200^ с последующим охлаждением до температуры испытаний для аустенитной стали X8CrNiTi18.91 примерно на 10% ниже.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Аль-Кхузаи Ахмед Салим Олейви, 2020 год

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Столетний, М. Ф. Точность труб / М. Ф. Столетний, Е. Д. Клемперт. - М.: Металлургия, 1975. - 240 с.

2. Гуляев, Ю. Г. Повышение точности и качества труб / Ю. Г. Гуляев, М. З. Володарский, О. И. Лев, С. А. Михеев, Г. П. Кострижев, С. А. Чукмасов. - М.: Металлургия, 1992. - 283 с.

3. Савкин, И. П. Исследование деформации металла и усилий при прокатке труб на непрерывном оправочном стане, / Автореферат диссертационной работы, представленной на соискание учёной степени кандидата технических наук. -Днепропетровск, 1966. - 25 с.

4. Матвеев, Ю. М. Калибровка инструмента трубных станов [Текст] / Ю. М. Матвеев, Я. Л. Ваткин. - М.: Металлургия, 1970. - С. 193-204.

5. Ваткин, Я. Л. Исследование деформации трубы при прокатке в круглом калибре на длинной оправке: обработка металлов давлением / Я. Л. Ваткин, А. А. Шевченко, Г. И. Гуляев, В. М. Друян, И. А. Чекмарев, И. П. Савкин, В. Н. Данченко. - М.: Металлургия, 1967. - 256 с.

6. Швейкин, В. В. Причины образования поперечных трещин на трубах при прокатке в круглом калибре на оправке / В. В. Швейкин // Сталь. - 1949. - №3.

7. Чекмарев, А. П. Основы прокатки труб в круглых калибрах, / А. П. Чекмарев, Я. Л. Ваткин - М.: Металлургиздат, 1962. - 222 с.

8. Чикалов , С. Г. Производство бесшовных труб из непрерывно литой заготовки / С. Г. Чикалов. - Волгоград: Комитет по печати и информации, 1999. -416 с.

9. Романцев, Б.А. Трубное производство / Б.А. Романцев, А.В. Гончарук, Н.М. Вавилкин, С.В. Самусев. - М.: МИСиС, 2011. - 970 с.

10. Красиков, А.В. Исследование процесса раскатки труб на агрегатах с непрерывными станами с целью повышения износостойкости оправок. -Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - М., 2015.

11. 3-валковый стан с удерживаемой оправкой FQMTM для производства высококачественных бесшовных труб // DaNews, 2006(6), с. 54.

12. Cernuschi, E. FQMTM: Danieli 3-Roll Pass Retained Mandrel Mill for High Quality Seamless Tube Production / E. Cernuschi. - Iron and Steel. - 2008(12), Vol. 43, No. 12 - P. 92 - 95.

13. Клачков, А. А. Опыт эксплуатации первого в России непрерывного стана с трехвалковыми клетями PQF 10 3/4" в ОАО «Тагмет» / А. А. Клачков // Сталь, 2011. - №11. - С.85-88.

14. Струин Д.О. Совершенствование технологии продольной прокатки труб на основе создания и использования новых научно обоснованных технических решений. — Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - Челябинск, 2016.

15. Шкуратов Е.А. Оптимизация процесса непрерывной раскатки гильз с целью повышения точности горячекатаных бесшовных труб — Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - Челябинск, 2017.

16. Широков В.В. Разработка методики расчёта скоростных режимов прокатки труб на непрерывных станах — Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. - Челябинск, 2016.

17. Сравнительный анализ процесса оправочной продольной прокатки труб с использованием калибров, образованных разным количеством валков / А. В. Выдрин, И. Н. Черных и др. // Трубы-2014: труды XXII научно-практической конференции: Ч.2 - С. 143 -150.

18. Струин, Д. О. Экспериментальные исследования калибровки валков оправочных станов продольной прокатки / Д. О. Струин, И. Н. Черных. // Наука

19. Струин, Д. О. Исследование точности проката на ТПА со станом PQF / Д. О. Струин // Инновационные технологии в металлургии и машиностроении. Уральская научно-педагогическая школа имени профессора А.Ф. Головина: материалы 6-ой молодёжной научно-практической конференции г. Екатеринбург. - Екатеринбург, 2013. - С. 499-501.

20. Fritzsch, F., u. R. Siegel: Kalt- und Warmfliesskurven von Baustählen. ZIF-Informationen Nr. 68, Karl-Marx-Stadt 1965.

21. Peretjatko, V.N.: Vorträge Bergakademie Freiberg 1975.

22. Elfmark, J.: VLASTNOSTI TfiZKiCH VYKOVKÜ Z OCELI 22K PRO TLAKOVE NÄDOBY PRIMÄRNiHO OKRUHU VVER 440. Fyzikalne-metalurgicke zaklady tvaritelnosti. CSVTS, Ostrava 1973. P. 14-18.

23. Heinemann, H.H.: Formänderungsfestigkeit verschiedener Aluminium- und Kupferlegierungen dei hohen Formänderungsgeschwindigkeit und Umformtemperaturen. Diss. TH Aachen 1961.

24. Vater, M., H.-P. Heil u. A. Lienhart: Fließkurven verschiedener Stähle im Temperaturbereich zwischen Raumtamperatur und 200°C. Metall 26 (1972) 5, P. 445455.

25. Zidek, M., B. Kubickova u. J. Raab: Effects of temperature, chemical composition, and structural state on hot yield stress of steels. I. Carbon-H and medium-alloy steels. Hutnicke listy 24 (1969) P. 650-657.

26. Zidek, M., in: Kalibrace profilü a podminky tvareni oceli. CSVTS, Ostrava 1971, P. 233-251.

27. Zidek, M., u. B. Kubickova: Hutnicke listy 24 (1969) P. 99-104.

29. Bühler, H.-E., Der Warmstauchversuch zur Ermitlung von Kennwerten für die Warmumformbarkeit von Stählen, in: (Hrsg.) Verein Deutscher Eisenhüttenleute (VDEh): Ermitlung von Kennwerten für die Warmumformbarkeit von Stählen. Verlag Stahleisen, Düsseldorf 1972.

30. Spittel T. u. A. Hensel: Neue Hütte 19 (1974) 10, P. 595-602.

31. Hensel, A. u. C. Exner in: Tvaritelnost oceli za tepla, Bd. 2. CSVTS, Ostrava 1974, P. 258-281.

32. Sims, R.B.: Yield-stress-strain curves and values of mean yield stress of some commoly rolled materials. J. Iron and Steel Inst. 177 (1954) 4, P. 393-399.

33. Hensel, A. T.Spittel u. H. Weinhold: Verfestigung und Entfestigung beim Warmwalzen Ferritischer Chromstaehle. Neue Hütte 18 (1973) 1, P.16-21.

34. Hennecke, H.: Stahl und Eisen 48 (1982) P. 315-316.

35. Хомячкова Р.А., Перлин Ю.Л. — Цветные металлы, 1970, №3, C.56-58.

36. Nerger, D., u. H. Reinbold: Diss. Bergakademie Freiberg 1977.

37. Schlegel, J.: Unferöff. Unterlagen, www.schlegel.com.

38. Bühler, H.-E., u. H.-W. Wagener: Z. Metallkunde. 57 (1966), P. 825.

39. Wever, F., u. W. Lueg: Warmstauchversuche zur Ermitlung der Formänderungsfestigskeit von Gesenkschmiedestählen. Westdeutscher Verlag, Köln und Opladen 1956, 44 p. DOI: https://doi.org/10.1007/978-3-663-05091-9.

40. Hajduk, V.: Spotreba sily. CSVTS, Ostrava 1973.

41. Nguyen, T.T.: Diss. Bergakademie Freiberg 1974.

42. A. Hensel, T. Spittel Kraft- und Arbeitsbedarf bildsamer Formgebungsvervahren, Leipzig, 1978. p 528 .

44. Перетятько В.Н., Зайков М.А. — Изв. вуз. Черная металлургия, 1968Ю т. 11, № 12, C. 92-96.

45. Cerveny, E., u. M. Brzbohaty: Unveröff. Unterlagen HF VST Kosice.

46. Vater M. u. H. Stengen Metall 19 (1965), 11, P. 1168—1172.

47. Bühler H.-Eu. a.: Ind.-Anz. Essen 88 (1966), 9.2, P. 1991 — 1995.

48. Schwundt S.: Ind.-Anz. Essen 88 (1968) 100, P. 29—31.

49. Jonck R.j Just E. u. D. Wicke: Z. Wirtschafte. Fertigung 69 (1974), 9, P. 419—

424.

50. Beer H.-J.: Draht-Welt 60 (1974), 2, P. 71—81.

51. Хензель А., Шпиттель Т. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки металлов давлением: Справ. изд./ Пер. с нем. - М.: Металлургия, 1982. -360 с.

52. Grothendieck Alexander: TH Hannover. Memoirs of the American mathematical scociety- No. 16 (1966), P. 10-15.

53. Fließkurven metallischer Werkstoffe—Grundlagen und Anwendung. VDI-Arbeitsblatt 5—3200, Düsseldorf, 1954.

54. Bühler H.-E., G. Höpter u. T. Löwen: Die Umformeigenschaften von Aluminium und Aluminiumlegierungen. Metall 25 (1971), P. 865—872.

55. ВйЫег H.-E., u. H.-W. Wagener: Umformeigenschaften von Titan und Titanlegierungen. Bänder. Bleche, Rohre 6 (1975), P. 625— 630.

56. Bühler H.-E., u. H.-W. Wagener: Umformeigenschaften von Titan und Titanlegierungen Bänder, Bleche, Rohre 6 (1965), P. 677— 684.

57. Соколов Л. Д. — Иэв. вуз. Черная металлургия, 1963, № 8, C. 93—101.

58. Bühler H.-E., u. H.-W. Wagener: Z. Metallkunde 57 (1966), 2, P. 136.

59. Funke P., K. Burngardt u. А. Küppers: DEW Techn. Ber. 9 (1969), 3, P 370 —

60. Panknin W., G. Fritz u. D. Materna: Blech 17 (1970), 11, P. 32 — 37.

61. Соленов B.M., Соколов Л.Д. — Изв. вуз. Черная металлургия, 1967, № 12, C 100—103.

62. Hall G. u. R. Petch ref., in: Einführung in die Werkstoffwissenschaft. VEB Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie, Leipzig, 1974, P. 283.

63. Fechner M., ref. in: Verfestigung und Entfestigung metallischer Werkstoffe, Bd. 5, Bergakademie Freiberg, 1975, P. 44-45.

64. Mennig W., in: Verfestigung und Entfestigung metallischer Werkstoffe, Bd. 4, Bergakademie Freiberg, 1975, P. 63—94.

65. Domalski H., и. H. Schücker; Stahl u. Eisen 90 (1970), 2L, P. 1087—1096.

66. Grosman Fr. Diss. PS Gliwice, 1973.

67. Karl Ar. Diss. Bergakademie Treiber, 1975.

68. Helms R. u. S. Ledworucku: Arch. Eisenhüttenwes. 46 (1975), 9, P. 60— 36.

69. Adler J.F. u. V.A. Phillips: J. Inst. Metals, 83 (1954), 3, P. 80—86.

70. Krause V.: Arch. Eisenhüttenwesen, 34 (1963), P. 745—754.

71. Бухвалов О. Б. — Цветные металлы, 1965, № 6, C. 77—78.

72. Астахов Ю. Г., Папченко В. Я., Трухин Ю. Г. — Изв. вуз. Черная металлургия, 1975, т. 187, № 5, C. 138—142.

73. Bühler H.-E., u. H.-W. Wagener: The Deformation Characteristics of Nb, Ta, Mo and W. Bänder, Bleche, Rohre 7 (1966) 9, P.648-658.

74. Voigtländer Diplomarbeit Bergakademie Freiberg 1975.

76. Krause, U.: Stahl u. Eisen 83 (1963) 25, P. 1626-1640.

77. Frobin, R.: Fertigungstechnik u. Betrieb 15 (1965) 9, P. 550-554.

78. Eberlein, L.: Diss. Bergakademie Freiberg 1965.

79. Kolman, L.V., in: Lehrbuch des Walzwerkbaues. VEB Verlag Technik, Berlin 1957.

80. Geleji, A.: Die Berechnung der Kräfte und Kraftbedarfes bei der Formgebung im Bildsamen Zustand der Metalle. Akademie-Verlag, Budapest 1955.

81. Ekelund, S.: Jernkontor. Ann. 111 (1972) P. 39-97.

82. Мазур В. Л., Хижняк Д. Д. Сопротивление деформации и разупрочнение низколегированных сталей // Металлы. 1991. № 5. С. 148-154.

83. Николаев В. А. Расчет усилия при горячей прокатке // Изв. вузов: Черная металлургия. 2005. № 11. С. 24-29.

84. Бояршинов М. И., Полукшкин В. П. Расчет режимов обжатий на непрерывном широкополосном стане горячей прокатки с применением ЭВМ // Изв. вузов: Черная металлургия. 1971. № 5. С. 89, 90.

85. Расчет параметров прокатки на непрерывных широкополосных станах с помощью ЭВМ / О. Г. Музалевский, В. М. Бурдин, В. И. Кирюхин и др. // Сталь. 1970.№ 3. С. 246-250.

86. Технологические основы автоматизации листовых станов / Ю. В. Коновалов, А. П. Воропаев, Е. А. Руденко и др. — Киев: Техника. 1981. - 128 с.

87. Снижение энергозатрат при прокатке полос / А. Л. Остапенко, В. Коновалов, А. Е. Руднев, В. В. Кисиль.— Киев: Техника. 1983. - 224 с.

88. Hajduk, M., u.a.: Hutnicke listy 27 (1972) 8, P. 567-571.

90. Зюзин В.И., Бровман М.Я., Мельников А.Ф. Сопротивление деформации сталей при горячей прокатке. М.: Металлургия, 1964. 270 с.

91. Lueg, W., u. U. Krause: Stahl u. Eisen 80 (1960) 16, P. 1061-1067.

92. Додин Ю.С., Ермохин Ф.К., Серебренников В.Н. — Цветные металлы, 1968, № 12, C. 87-88.

93. Красников Н.Е., Скрябин Н.П., Кочетов И.М. — Цветные металлы, 1973, № 12,C. 51-53.

94. Сопротивление деформации при листовой прокатке высоколегированных сталей и сплавов / В. К. Шевцов, Е. А. Руденко, И. Г. Горелик, Т. С. Литвинова // Снижение материальных и энергетических затрат при производстве листовой стали / Тематический сборник научных трудов. МЧМ СССР. - М.: Металлургия. 1990. С. 46-51.

95. Сопротивление деформации ниобийсодержащих сталей новых марок / В. М. Салганик, С. В. Денисов, В. И. Крайнов, О. Н. Сычев // Листопрокатное производство. 2007. № 6. С. 15-18.

96. Методика обработки результатов испытаний на крутящем пластометре при моделировании процесса контролируемой прокатки / И. Шиндлер, Й. Боржута, М. Лишка, Ю. Чистяков // Сталь. 1991. № 7. С. 49-51.

97. Sellars, C.M., u. W.J. McG.Tegart: La relation entre la résistance et la structure dans la deformation à chaud. Memories Scientifiques Rev. Metallurg. (1966) 63, P. 731746.

98. Андреюк Л.В., Тюленев Г.Г., Прицкер Б.С. — Сталь, 1972, №8, C. 522523.

100. Солод В. С. Бейгельзимер Я. Е., Кулагин Р. Ю. Математическое моделирование сопротивления деформации при горячей прокатке углеродистых сталей // Металл и литье Украины. 2006. № 7-8. С. 52-56.

101. Weber, K.-H.: Freiberger Forschungsh. P. 46 (1959).

102. Cook, P.M.: The stress-strain curves in compression at high temperatures and strain rates for application to the calculation of load and torque in hot rolling. The Institution of Mechanical Engineering, Westminster 1957.

103. Hinkfoth, R., u. H.-D. König: Calculating Flow Stress for Hot Forming Using Coefficients (in German). Neue Hütte 12 (1967) 4, P. 212-214.

104. Гайдук М., Конвичный И. Силовые условия при горячей прокатки стали. — М.: Металлургия. 1985. — 208 с.

105. Анализ формул для расчета сопротивления металла деформации при горячей прокатке листов / А. И. Стариков, Г. А. Медведев, А. И. Титов и др. / Труды Седьмого конгресса прокатчиков. — М.: МОО "Объединение прокатчиков". 2007. Т. 2. С. 616-618.

106. Elfmark, J. Dynamic recrystallization of austenite during hot plastic deformation. Czech JPhys 32, P. 1298-1302 (1982).

107. Elfmark, J.: Hutnické listy. DEFORMATION RESISTANCE OF AUSTENITIC LOW-CARBON STEEL.26 (1971) 2, P. 108-113.

108. Jonas, J.J., C.M. Sellars u. W.J. McG. Tegart: Strength and structure under hot-working conditions. Metallurg. Rev. 14 (1969) 130, P. 1-24.

109. Остапенко А.Л., Забира Л.А. Сопротивление деформации сталей при прокатке и методики его расчета. Бюллетень «Черная металлургия» № 3 (1311) — 2009. C. 54-79.

111. Eberlein L., in: Verfestigung und Entfestigung metallischer Werkstoffe, Bd. 1, Bergakademie Freiberg, 1975.

112. Hoderny Br. Diss. AGH Krakow, 1966.

113. Power B., ref. in: Trans. 162 (1945), P. 268—290.

114. Hoffmann O. u. G. Sacks: Introduktion to the Theory of Plasticity for Engineers. McGraw-Hill Book Co., New York, 1953.

115. Mäde W., R. Kreissig u. V. Bensch: Wiss. Z. TH Magdeburg L2 (1968), 5 u. 6, P. 557—565.

116. Reihle M.: A Simple Method of Determining Flow Curves of Steel at Room Temperature (in German.). Arch. Eisenhüttenwes. 32 (1961), P. 333—336.

117. Frobin R.: Fertigungstechn. u. Betrieb 16 (1966), 6, P. 354—361.

118. Panknin W. u. G. Shawki: Zusammenhang zwischen Fließkurve und Werkstoffkennwerten bildsamer Werkstoffe. Z. Metallkunde 52 (1961) 8, P. 455—361.

119. Ludwik Pr. Elemente der technologischen Mechanik. Springer-Verlag, Berlin, 1909. 59 p. DOI: https://doi.org/10.1007/978-3-662-40293-1.

120. Voce R.: The relationship between stress and strain for homogeneous deformation. J. Inst. Metals, 74 (1948), P. 537—562.

121. Voce R.: Engineer 195 (1953), P. 23.

122. Voce R.: A practical strain hardening function. Metallurgia 51 (1953), P. 219—

226.

123. Mises R. Mechanic der plastischen Formandenderung von Kristallen // ZAMM. — 1928. — Bd. 8, H. 3. — P. 161—184.(2)

124. Neubauer A. u. H. Kupper: Wess. Z. TH Magdeburg 16 (1972), 1, P. 129—

134.

125. Neibauer A., P. Meyer u. V. Osterburg: Fertigungstechnik h. Betrieb 25 (1975) 8, P. 488—493.

127. Колмогоров В.Л. Механика обработки металлов давлением. — М.: Металлургия, 1986. — 688 с.

128. А.В. Выдрин Универсальная феноменологическая модель сопротивления металла пластическому деформированию. — Известия ВУЗ. Чёрная металлургия №11. —2000. C. 28-31.

129. Аль-Кхузаи, А.С.О. Определение диапазона из-менения параметров напряжённо-деформированного состояния металла при непрерывной прокатке труб / А.С.О. Аль-Кхузаи, В.В. Широков, А.В. Выдрин // Вестник ЮУрГУ. Серия «Металлургия». - 2019. - Т. 19, № 1. - С. 74-79. DOI: 10.14529/met190109.

130. Андреюк Л. В., Тюленев Г. Г. Аналитическая зависимость сопротивления деформации металла от температуры, скорости и степени деформации // Сталь. 1972. № 9. С. 825-828.

131. Дукмасов, В.Г. Математические модели и процессы прокатки профилей высокого качества / В.Г. Дукмасов, А.В. Выдрин. - Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2002. - 215 с.

132. Крайнов В.И. Оборудование, методика, результаты пластометрических исследований: Учебное пособие. - Челябинск: ЧГТУ, 1995. - 95 с.

133. Крайнов В.И. Пластометрические исследования на автоматизированном цифровом пластометре: Учебное пособие для самостоятельной работы/ В.И.Крайнов, В.С.Кропачев. - Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2004. - 25 с.

134. E. I. POLIAK, J. J. JONAS Initiation of Dynamic Recrystallization in Constant Strain Rate Hot Deformation.ISIJ International, Vol. 43 (2003), No. 5, P. 684-691. DOI: https://doi.org/10.2355/isijinternational.43.684.

135. Model of hot deformation resistance of the iron aluminide of the type Fe-40AT.%Al / KawulokR., Opela P., Schindler!, Kawulok P.// METAL 2013 - 22nd International Conference on Metallurgy and Materials, Conference Proceedings 15. - 17. 5. 2013, Brno, Czech Republic, EU. P. 444-449.

136. Hot flow stress models of the steel C45./Opela P., Schindler I., Kawulok P., Kawulok R., Rusz S., Petrek T., Vancura F. // Metalurgija -Sisak then Zagreb- том 54, №3. P. 469-472.

Марка Уровень Массовая доля элементов %

№ стали (группа/класс прочности), НД НВ/ марка не более

п/п стали/ код хим. состава C Mn Si V Mo Al P S Cr М As N

09Г2С 09Г2С 0,1 1,36 0,61 0,003 0,02 0,02 0,008 0,005 0,08 0,14 0,18 - -

Цель 0,1 1,36 0,61 0,02

Примечания отсутствуют.

32Г2У труб. (гр. пр. Е) ГОСТ 632 32Г2У/1 0,310,35 1,171,40 0,170,30 <0,01 <0,05 0,020,03 0,020 0,015 0,30 0,30 0,30 0,03 0,012

Цель 0,32 1,20 0,20 0,02

Примечание - При вакуумировании содержание ванадия и титана не регламентируется, без обработки содержание титана ТС =0,03-0,05% (цель 0,033 %). вакуумной

32ХГА

труб. гр. пр. Д, Е, 1-55 ТУ 14-3Р-82 32ХГА/1 0,280,33 0,650,85 0,170,30 <0,01 <0,05 0,020,03 0,015 0,010 0,951,15 0,30 0,30 0,03 0,011

Цель 0,31 0,70 0,20 0,02 1,00

Примечания отсутствуют.

- 8^ат 8^ев8(МРа) ТС1(С)

200 Т|те(вес)

-1000-400 -350

-800

300

250

200

150

100

50

0

-0.6-1 -0.5-0.4-0.3-0.2-0.1 -0.00.1

8Ьа1п

81гезз(МРа) ТС1(С)

361.32 361.35 361.38 361.41 361.44 361.47 Т1те(эес)

1--1000- 360 -350

- -800

-600

-340 -330 -320 -310 -300 -290

0

0.0-

0

100

300

400

-8^ат

8^еББ(МРа) -0.8-, -ТС1(С)

г- -1000. 350

371.52 371.55 371.58 371.61 371.64 371.67 371.70 Т1те(Бес)

- 8^а1п 8tress(MPa) ТС1(С)

-1000 350 340 330

300 290

381.75 381.78 381.81 381.84 381.87 381.90 381.93 Тте^ес)

-340

-330

-320

320

-310

310

-300

0

-290

0

Рисунок Е1 — Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 32Г2У) (300°С).

-1.4-, -1.2-1.0-0.8-0.6-0.4-0.20.00.2-

200 300 Т1те^ес)

--600

- -500

- -400 --300

- -200 --100 -0

- 100

г- 700 -600 -500 -400 300 -200 - 100 -0

--600

- -500

- -400 --300

- -200 --100

0

- 100

421.38 421.41

Ите^ес)

-630

-620

- 610

- 600

0.0

0

00

400

500

0.2

-590

--600

- -500

- -400 --300

- -200 --100 -0

- 100

431.56 431.58 431.60 431.62 431.64 431.66 431.6 Т1те^ес)

--600

- -500

- -400 --300

- -200 --100 -0

- 100

441.75 441.78 441.81 441.84 441.87 441.90 441.93 441.96 Тте^ес)

-620

-630

-620

-610

-610

-600

-600

-590

-590

Рисунок Е2 — Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 32Г2У) (600°С).

-1.4-1

-1.2 -1.0 -0.8 --0.6 --0.4 -0.2 0.0 -0.2

100 200 300 400 500 600

Time(sec)

481.32 481.35 481.38 481.41 481.44 481.47 Тте^ес)

000

800

600

400

905

- 200

-900

0

- 0

0.0

895

0

0.2

-890

-З^а1п

Stгess(MPa) и.о-, -ТС1(С)

-909 -906 -903 -900 -897 -894 -891

491.56 491.58 491.60 491.62 491.64 491.66 491.68 Т1те^ес)

501.78 501.80 501.82 501.84 501.86 501.88 501.Е Тте^ес)

-920

-915

-910

-905

-900

Рисунок Е3 — Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 32Г2У) (900°С).

200 300 400 Т1те^ес)

120С 100С 800 600 400 200 0

-0.4 -0.2 0.0 0.2

-40 --20 0 20

541.34 541.36 541.38 541.40 541.42 541.44 541.46 Т1те^ес)

- 1200

500

600

-1.0 -0.9 -0.8 -0.7 -0.6 -0.5 -0.4 551.52

551.55 551.58 551.61 551.64 551.67 551.70 Ите^ес)

-З^ат

Stгess(MPa) -1.4 п -ТС1(С)

г-12^ 120Е --100

561.78 561.80 561.82 561.84 561.86 561.88 561.90 Тте^ес)

205

- 1200

200

Рисунок Е4 — Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 32Г2У) (12000С).

-12 1 -1.0-0.8-0.6-0.4-0.20.00.2-

- Б^ат 8tress(MPa) ТС1 (С)

-350 -300 -250 -200

- 150

- 100 -50 -0

361.34 361.36 361.38 361.40 361.42 361.44 361.46 Ите^ес)

350 340 330 320 310 300 290 280 270 260 250

200 Ите^ес)

0

-0

0

100

300

400

-Б^ат

Stress(MPa) -ТС1 (С)

371.55 371.58 371.61 371.64 371.67 Т1те^ес)

г- 350 -340 -330 -320 -310 -300 -290 -280 -270 -260 -250

350 340 330 320 310 300 290 280 270 260 250

381.75 381.78 381.81 381.84 381.87 381.90 381.93 Т|те^ес)

0

Рисунок Е5 - Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 09Г2С) (300°С)

-1.2-1.0-0.8-0.6-0.4-0.20.00.2-

200 300 Time(sec)

г- 700 -600 -500 -400 300 -200 -100 -0

--100 -0 100

г- 650 -640 -630 -620 -610 -600 -590 -580 -570 -560 -550

421.38 421.41 ^те^ес)

100

400

500

- З^ат Stгess(MPa)

\jsf~--

\/ й й

г 650 640 630 620 610 600 590 580 570 560 ^ 550

431.52 431.55 431.58 431.61 431.64 431.67 431.70 Time(sec)

- -500

- -400 --300

- -200 --100 -0

100

441.75 441.78 441.81 441.84 441.87 441.90 441.93 Тте^ес)

г 650 640 630 620 610 600 590 580 570 560 >-550

Риунок Е6 - Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 09Г2С) (600°С)

--300

- -250

- -200 - -150 --100 --50 -0

50

-915 -910 -905 -900 -895 -890

491.55 491.60 491.65

Т1те^ес)

501.75 501.80 501.85 Ите^ес)

--300 --250 --200 --150 --100 --50 -0 50

-920

- 905

- 900

-895

- 890

Рисунок Е7 - Зависимости величины сопротивления деформации, температуры и степени деформации от времени (сталь 09Г2С) (900°С)

200 300 400

Ите^ес)

-120 --100 -80 --60 -40 --20 0 20

1200 - 1000 800 - 600 400 - 200 0

-60 -40 -20 0 20

541.32 541.35 541.38 541.41 541.44 Тте^ес)

120;

200

0

500

600

- -120 --100 -80 -60 -40 --20 -0 20

551.52 551.55 551.58 551.61 Т1те^ес)

551.64 551.67

- -120 --100 -80 -60 -40 --20 -0 20

561.78 561.81 561.84 561.87 561.90 561.93 Т1те^ес)

- 1210

- 1210

- 120:

- 120£

- 1200

- 120С

-1195

-1190

Рисунок Е8 - Зависимости величины сопротивления дефо- рмации, температуры и степени деформации от времени (сталь 09Г2С) (1200°С)

200 Time(sec)

г 400 --1000

- -800 --600

- -400

- -200

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

-0

-З^ат

З^евв^а) -0.8-1 -ТС1(С)

361.32 361.35 361.38 361.41 361.44 361.47 Тте(эес)

р360 -350 -340 -330 -320 -310 -300 -290

|- 360 - -1000

- 350

10

- 340 0 - 330 0 - 320

0"310

- 300

- 290

-З^ат

Stгess(MPa) -12 -ТС1(С)

г- 350 - -100]