H、h—轧件轧前、轧后高度,mm; a—系数,表明被轧件吸收的变形能的相对部分,在Ty0>04时, 当静力变形时(102s1)为09%~26%; 当动力变形时(102s1)为19%~21%; 0b强度极限,MPa; 1—钢材的熔点温度,K 取钢材的密度y=7.8,则得: △Tb=0.184p(1-a)ln(H/h)(1.10) 由于传导和对流引起的温降很小,甚至可以忽略不计。此时可以采用A.H 采利柯夫方法计算在孔型中轧制和移送到下一孔型时间内,轧件温度得变化: 1000 △T=to +273(1.11) 0.0255t 1000 to+At1+273 式中 1—进入该孔型前得轧件温度,℃ —轧后轧件横截面周边长,mm; F——轧后轧件横截面面积,mm 轧件冷却时间,s △——在该孔型中金属温度得升高,℃ Δn值按下式确定: △1=0.183Kmln(1.13) 式中 -金属塑性变形抗力,MPa 延伸系数 1.1.4变形抗力模型 钢铁材料在热状态下的物理特性,与其温度、化学成分、应力、应变状态等 诸多因素有关。目前在这方面的研究还不够充分,对于大多数钢种,只能给出离 散数据的描述;但对于碳钢,平均变形抗力(MPa/m2)可按以下模型计算 Km=0/fm(E/10)(114)
H、h——轧件轧前、轧后高度，mm； a——系数，表明被轧件吸收的变形能的相对部分，在T/Ty0＞0.4 时， 当静力变形时（102 s －1 ）为 0.9％～2.6％； 当动力变形时（102 s －1 ）为 19％～21％； σb——强度极限，MPa； ty0——钢材的熔点温度，K。 取钢材的密度γ＝7.8，则得： /ln()1(184.0 hHapT ) Δ b = − （1.10） 由于传导和对流引起的温降很小，甚至可以忽略不计。此时可以采用А.И. 采利柯夫方法计算在孔型中轧制和移送到下一孔型时间内，轧件温度得变化： 273 273 0255.0 1000 1000 3 3 10 0 + ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ +Δ+ + −=Δ ttF lt tT （1.11） 式中 t0——进入该孔型前得轧件温度，℃； l——轧后轧件横截面周边长，mm； F——轧后轧件横截面面积，mm 2 ； t——轧件冷却时间，s； Δt1——在该孔型中金属温度得升高，℃； Δt1值按下式确定： Δt1=0.183Kmlnμ（1.13） 式中 Km——金属塑性变形抗力，MPa； μ——延伸系数。 1.1.4 变形抗力模型 钢铁材料在热状态下的物理特性，与其温度、化学成分、应力、应变状态等 诸多因素有关。目前在这方面的研究还不够充分，对于大多数钢种，只能给出离 散数据的描述；但对于碳钢，平均变形抗力(MPa/mm2 )可按以下模型计算： m mfm = fK εσ )10/( （1.14）
其中 简单应力状态下的材料热变形抗力。 5.00.01 0.28exp (T≥Td) TC+0.05 5.00.01 0. 28g(C, t) exp(-- TC+0.05 式中: 参数T,T按下式计算: to+273 1000 C+0.41 T0.95 C+0.32 其中: t0——轧件温度 C——材料的碳含量百分数 式(2)中的函数g(Ct)为: g(C,D)=300(C+0.9)°7-0.95 C+049)2,C+006 (1.17) C+042)C+0.09 式(1)中的f为考虑材料应变量等因素的影响系数 3(E n=041-007C (1.18) 在孔型设计时,式(1)、式(5)中的平均应变E和平均应变速率E按下式计算: E=In- Fo
其中： σ f ——简单应力状态下的材料热变形抗力。 0.28exp（ 05.0 01.00.5 + − T C ） （T≥Td） σ f ＝ 0.28g（C,t）exp( 05.0 01.00.5 + − d CT ) (T＜Td) （1.15） 式中： 参数T，Td按下式计算： T= 1000 t0 + 273 Td=0.95 32.0 41.0 + + C C (1.16) 其中： t0——轧件温度； C——材料的碳含量百分数。 式（2）中的函数 g(C,t)为： 09.0 06.0 42.0 49.0 95.0)9.0(0.30),( 2 + + ⎟ + ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ + + −•+= C C C C CtCg T （1.17） 式（1）中的fm为考虑材料应变量等因素的影响系数： ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ − ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + = 2.0 15.0 2.01 3.1 ε ε n m n f n −= 07.041.0 C （1.18） 在孔型设计时，式（1）、式（5）中的平均应变ε 和平均应变速率 . ε 按下式计算： ε ＝ln FF H F 0 − 0