В. А Кроха
УПРОЧНЕНИЕ
МЕТАЛЛОВ
ПРИ _
ХОЛОДНОЙ _
ПЛАСТИЧЕСКОЙ
ДЕФОРМАЦИИ
СПРАВОЧНИК
МОСКВА « МАШИНОСТРОЕНИЕ »
1980

ББК 34.65
К83
УДК 621.787:669—131.2(031)
Рецензент Г. А. Навроцкий
Кроха В. А.
К83 Упрочнение металлов при холодной пластической деформа¬
ции: Справочник.—М.: Машиностроение, 1980.—157 с., ил.
50 к.
В справочнике приведены кривые упрочнения сталей, цветных металлов и
сплавов при различных схемах деформирования, изложены методы определения
напряжения течения, приведены показатели деформационного упрочнения метал¬
лов и сплавов, рассмотрены факторы, влияющие на их величину. Даны примеры
практического использования кривых упрочнения.
Справочник предназначен для инженерно-технических работников машино¬
строительных заводов, проектно-конструкторских, технологических и научно-ис¬
следовательских институтов.
К
31103-088
038(01)-80
88-80.
2704070000
ББК 34.65
БП3.4
© Издательство «Машиностроение», 1980 г.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ И ПОЯСНЕНИЯ
I.	ПО МАРКАМ СТАЛЕЙ И СПЛАВОВ
Марки сталей и сплавов с индексом 1 указаны по британскому стандар¬
ту (British Standard); с индексом 2 — по американскому стандарту AISI;
с индексом 3 — по японскому стандарту; с индексом 4 — по стандарту Че¬
хословакии, остальные иностранные марки указаны по немецкому стандарту
DIN (Deutsche Industrie Normale).
Марки сталей с повышенным содержанием серы имеют индекс *.
II.	ПО МЕТОДАМ ИСПЫТАНИЯ ОБРАЗЦОВ
А — непрерывная осадка образцов с торцовыми цилиндрическими выточка¬
ми, заполненными смазкой;
А! — двухступенчатая осадка образцов с торцовыми цилиндрическими вы¬
точками, заполненными смазкой;
А2 — непрерывная осадка образцов с торцовыми цилиндрическими выточка¬
ми, заполненными смазкой, в условиях гидростатического давления;
Б — осадка коническими бойками образцов с торцовыми коническими вы¬
точками;
/г0
Во — испытание образцов на сжатие (^ — неизвестно);
В — непрерывная осадка высоких образцов (-г = 1,5—2,0);
ио
Вх — ступенчатая осадка высоких образцов;
В2 — изотермическая осадка высоких образцов;
В3 — сжатие в условиях гидростатического давления;
В4 — сжатие в условиях ультразвуковых колебаний;
В5 — осадка высоких образцов в вакууме;
В6 — осадка образцов с первоначальным отношением = 1;
“0
В7 — осадка на пластометре;
В8 — динамическое сжатие;
Г'	¿г
Г — осадка образцов с различными первоначальными отношениями у;
иц
Ж — передавливание металла двумя плоскими плитами;
К — сжатие плитами при дополнительном перемещении одной из них в
плоскости контакта;
Д — растяжение;
Д1 — одноосное растяжение;
Д2 — растяжение с корректировкой кривых по Бриджмену;
Д3 — растяжение в условиях гидростатического давления;
Д4 — растяжение в условиях ультразвуковых колебаний;
Д5 — растяжение на пластометре;
3

Дв — двухосное растяжение;
Д7 — одноосное растяжение вдоль прокатки;
Д8 — одноосное растяжение поперек прокатки;
Дэ — двухосное растяжение статическое;
Д10 — двухосное растяжение динамическое;
Е — кручение;
И — гидростатическое выпучивание;
Л — гидравлическая вытяжка
III.	ПО СКОРОСТЯМ ИСПЫТАНИЯ
а — скорость деформации определялась в с-1;
б — скорость деформации определялась в мм/мин;
в — скорость деформации определялась в м/с;
г — скорость деформации определялась в мм/с;
д — указана продолжительность испытания в с;
ЛГ — опыты проводились на лабораторной гидравлической испытательной
машине;
ЛМ — опыты проводились на лабораторной механической испытательной
машине.
IV.	ПО ПРИЛАГАЕМОЙ НАГРУЗКЕ
М — предварительная и последующая (при испытании) деформации имеют
противоположные знаки;
Н — предварительная деформация того же знака, что и последующая.
V.	ПО ВЕЛИЧИНАМ
Оз — напряжение течения;
Оз0 — экстраполированный предел текучести;
т — касательное напряжение;
п — показатель деформационного упрочнения;
от — предел текучести при растяжении;
ов — временное сопротивление разрыву;
е — логарифмическая степень деформации;
а — относительная степень деформации при сжатии;
О — относительное удлинение после разрыва;
ер — наибольшее равномерное относительное удлинение при растяжении;
ф — относительное сужение после разрыва;
фр — наибольшее равномерное относительное сужение при растяжении;
у — относительный сдвиг при кручении;
е — скорость деформации;
5 — толщина листа;
а0* — предельное значение первоначального отношения высоты к поперечным
размерам заготовки, гарантирующее ее деформирование без изгиба;
¿з — диаметр зерна.
VI. В таблицах для углеродистых сталей марки приведены в порядке
возрастания содержания в них углерода, а для легированных — в порядке
увеличения количества легирующих элементов, содержания каждого элемен¬
та и углерода. Иностранные марки сталей указаны в таблицах рядом с оте¬
чественными, близкими к ним по химическому составу.

ВВЕДЕНИЕ
Предлагаемый справочник является как бы продолжением ранее опуб¬
ликованной монографии автора «Кривые упрочнения металлов при холодной
деформации» (М., «Машиностроение», 1968). В нем обобщены материалы боль¬
шого количества работ, вышедших за последние 15 лет в СССР и за рубежом,
а также результаты исследований автора, выполненных в последние 10 лет и
опубликованных в периодических изданиях.
В справочнике представлены основные экспериментальные кривые уп¬
рочнения, полученные в последние годы. В предлагаемой работе не приведены
экспериментальные кривые упрочнения при холодной пластической дефор¬
мации, построенные автором и другими исследователями, содержащиеся в
ранее изданных книгах [13, 14, 16].
Для характеристики изменения напряжения течения о5 в процессе хо¬
лодной пластической деформации служат диаграммы зависимости этой вели¬
чины от степени деформации, называемые кривыми упрочнения.
Напряжение течения ст8 действует в пластически деформируемом теле при
линейном напряженном состоянии. Оно рассчитывается по формуле
^=4.	о)
г
где Р — деформирующее усилие; Г — площадь поперечного сечения образца
после деформации.
Кривые упрочнения строят по результатам испытания на растяжение,
сжатие и кручение.
Степень деформации, характеризующая степень формоизменения металла,
определяется в логарифмических (эквивалентных) или относительных (при¬
ближенных) единицах. Логарифмические степени деформации при испытании
на растяжение 8 = 1п р а при испытании на сжатие 8 = 1пу (Ло, ¡о— ис'
ходные значения соответственно высоты и расчетной длины образца; й, I —
конечные значения высоты и длины образца). Относительные степени дефор-
Ро _ р 1~10
мации в случае пластического растяжения ф = —р	= —	, а в слу-
Р — Ро Но — Н
чае пластического сжатия д = —р— = —— (Го, Р — исходная и ко¬
нечная площади поперечного сечения образца). Формулы для определения
относительных степеней деформации дают уменьшенные значения степени де¬
формации по сравнению с логарифмическими.
При деформировании кручением относительный сдвиг (относительная сте-
<р
пень деформации) у =	= у г (<р — угол поворота одного конца образца
5

Рис. 1. Взаимосвязь между
логарифмической и относи¬
тельной степенями деформа¬
ции
относительно другого; 0 — угол
сдвига; г — радиус образца; I —
расчетная длина образца).
Между логарифмическими и
относительными степенями дефор¬
мации существует функциональная
связь, выраженная следующими за¬
висимостями:
при сжатии
О 10	20	30 W 50	60 q} °/o
<T)
Рис. 2. Кривые упрочнения при
сжатии горячекатаных и пред¬
варительно деформированных в
холодном состоянии волочени¬
ем стали 15 (а) и осадкой ста¬
ли 20 (б) при различных отно¬
сительных степенях предвари¬
тельной деформации (по дан¬
ным автора):
/ — <7=0 (горячекатаная); 2 —
9=0,165; 3 — 9=0,20; 4 — 9=0.32;
5 — 9=0,47; 6 — 9=0,10; 7 — 9=
=0,15; 8 — 9=0,30; точка пересече¬
ния касательной к кривой 1 с осью
ординат есть Oso
при растяжении
при кручении
®=1П Ъ. = In L-;
h \~q
Е= In — = ln	 ;
/о 1—ф
(2)
(3)
е=1п(1+т)-
(4)
6

Графическая связь между логарифмическими и относительными степе¬
нями деформации при испытании на сжатие и растяжение представлена на
рис. 1. Так как между логарифмическими и относительными степенями дефор¬
мации существует функциональная связь, то практическое использование
приведенных в литературных источниках кривых упрочнения не представля¬
ет трудностей независимо от того, для каких видов степеней деформации они
построены.
Имеется ряд формул, аппроксимирующих кривые упрочнения. На ос¬
новании анализа экспериментальных данных, полученных автором и другими
исследователями, установлено, что в области нормальных и близких к ним
температур при деформировании со скоростями деформации 2-10“4 —
4-Ю2 с“1 в диапазоне логарифмических степеней деформации 0,1 —1,25 кри¬
вые упрочнения неупрочненных пластической деформацией в холодном со¬
стоянии углеродистых и легированных конструкционных, инструменталь¬
ных, высоколегированных ферритных и аустенитных сталей, алюминия и
алюминиевых сплавов, легких металлов, меди, труднодеформируемых метал¬
лов (церия, стронция, ниобия, титана, вольфрама, урана, тантала, молибде¬
на) и их сплавов наиболее точно аппроксимируются известным уравнением
Оз = /И8га,	(5)
где т — напряжение течения при е = 1,0; п — показатель деформационного
упрочнения.
Уравнение (5) описывает также кривые упрочнения при отрицательных
температурах: до — 196° С для сталей, до —50° С для алюминия.
Кривые упрочнения при е > 1,0 — 1,25 имеют характер, приближаю¬
щийся к прямолинейному. Кривые упрочнения при сжатии металлов и спла¬
вов, предварительно упрочненных пластической деформацией в холодном сос¬
тоянии, имеют другой характер (рис. 2). С достаточной для практики точно¬
стью кривые упрочнения металлов и сплавов, претерпевших предшествующую
испытанию пластическую деформацию в холодном состоянии, как в случае
совпадения направления приложения нагрузки при предварительном и по¬
следующем нагружении, так и при противоположных направлениях прило¬
жения нагрузки могут быть линеаризованы. Вследствие этого такие кривые
упрочнения могут быть аппроксимированы выражением
(в)
где о5' — напряжение течения предварительно деформированных в холодном
состоянии сталей; о'0 — экстраполированный предел текучести кривых
упрочнения предварительно деформированных сталей (отрезок, отсекаемый
касательной прямой на оси ординат) [5]; Ь — коэффициент, характеризующий
наклон линеаризованных кривых упрочнения.

1.	ПРИМЕНЕНИЕ КРИВЫХ УПРОЧНЕНИЯ В ТЕОРИИ
И ПРАКТИКЕ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
1.1.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНОЙ ПЛАСТИЧНОСТИ
И ШТАМПУЕМОСТИ МЕТАЛЛОВ
Предельная пластичность металлов при холодной объемной штамповке
зависит от схемы напряженного состояния и его интенсивности. Наиболее
точные характеристики напряженного состояния следующие:
коэффициент жесткости Бабичкова [27]
К 1	<*1+02+ <73	. .
^-V2	<т,	’	(1Л)
где о1,о2. о3 — главные нормальные напряжения;
коэффициент жесткости Смирнова — Аляева [27]
П==.* + Р» + "?..;	(1.2)
Оз
показатель напряженного состояния Колмогорова (у;) [11], который в
случае растяжения образцов при высоком гидростатическом давлении опреде¬
ляется по уравнению
о 1 Л , 3	d \ Р	„
Т	1/3 ( + 4	R )	0,58crs	’	(	)
где d — диаметр поперечного сечения образца по шейке; R — радиус кривиз¬
ны контура продольного сечения образца в месте шейки.
В области листовой штамповки кривые упрочнения служат для определе¬
ния штампуемости. В случае одноосного или двухосного растяжения макси¬
мальная однородная деформация при максимальной нагрузке перед локали¬
зацией будет тем значительнее, чем больше показатель деформационного уп¬
рочнения п (Щеглов Б. А.). Равномерность распределения деформаций по
штампуемой детали также зависит от величины п: чем больше п, тем более
равномерно распределены деформации по детали (Щеглов Б. А.). Максималь¬
но допустимая деформация, зависящая от ряда факторов, возрастает с увели¬
чением деформационного показателя упрочнения п [15]. Следовательно, чем
больше п, тем выше штампуемость листовой заготовки.
В работе Матвеева А. Д. [15] показано, что величина деформации в момент
нарушения устойчивости при растяжении как реальных стержней, так и лис¬
товых заготовок (в том числе биметаллистических) при операциях листовой
штамповки является функцией показателя деформационного упрочнения.
Предельное формоизменение при изгибе с растяжением тонкостенных
стержней различных сечений также зависит от характеристик кривой упроч-
8

нения [15]. При раздаче длинной тонкостенной трубы с поперечной разно-
толщинностью или неоднородностью металла предельная деформация нахо¬
дится из выражения [15]
Уз
еоу — п — 2 е° ’
(1-4)
где е0 — исходная степень деформации.
При формовке листовой заготовки коническими пуансонами со скруглен¬
ной по сфере вершиной предельный угол 0Пр» характеризующий предельное
углубление при заданных соотношениях размеров, также является функцией
параметров кривой упрочнения [15].
л= 1 2cospnp /		2	\ _	(1.5)
1 — COS Рпр \	1—COSPnp/
Согласно исследованиям ряда авторов [30], деформация по толщине в по¬
люсе образца в момент нарушения устойчивости процесса при гидростатиче¬
ском деформировании прямо пропорциональна показателю деформационного
упрочнения:
8/q « 0,25-|-1,1п;
8,*0 «0,375+0,7«;
е^« 0,362+ 0,9«;
8/0 «0,364+0,727«.
(1-6)
(1.6а)
(1.66)
(1.6в)
При глубокой вытяжке, когда полая деталь получается в основном вслед¬
ствие деформации фланца, предельная степень деформации зависит от различ¬
ных факторов, в том числе от среднего напряжения течения в зоне фланца.
Опыты Аверкиева А. Ю. [1] с листовыми материалами в отожженном и
наклепанном вследствие пластической деформации состоянии показали, что с
увеличением показателя деформационного упрочнения штампуемость тонко¬
листового металла повышается (рис. 1.1).
Рис. 1.1. Зависимость предельного ко¬
эффициента вытяжки /Св от « [1]
Очередность местного прекращения де¬
формации и возникновения максимума дав¬
ления рабочей среды при формоизменении
жидкостным пуансоном длинной ленты, жест¬
ко закрепленной по четырем сторонам на
матрице вдоль ее проема, зависит от пара¬
метров кривой упрочнения и разнотолщин-
т/3
ности, причем, если « — -К— 80 < 0,45, то ме¬
стное прекращение деформации наступит
раньше, чем максимум давления рабочей
среды [15].
Неравномерность деформации в конце периода устойчивого растяжения
листа, а также в период раздачи жидкостью длинной тонкостенной трубы с
поперечной разнотолщинностью или неоднородностью металла наряду с дру-
9

гими факторами характеризуется параметрами кривой упрочнения [15J:
К 10еп~е°"
/<ц==4"ехр
»0
(1-7)
(1.8)
где К, Кц — коэффициенты неравномерности деформации при растяжении
листа и цилиндрической трубы соответственно; I — предельная длина базы
измерения, в исходном состоянии I — 10.
В результате обобщения серии исследований по испытанию десяти сор¬
тов спокойной и кипящей стали, выполненных на заводах и в институтах
Франции международной исследовательской группой по вопросам глубокой
вытяжки (International Deep Drourng Research Gruppe — IDDRG), установ¬
лено, что между штампуемостью, определяемой испытанием по Эриксену, гид¬
равлической формовкой — по Жовиньо и показателем деформационного уп¬
рочнения существует корреляционная зависимость (см. рис. 1.2).
Рис. 1.2. Зависимость между средним
показателем деформационного упроч¬
нения по трем направлениям относи¬
тельно направления прокатки пСр и
глубиной формовки после разрыва h
при испытании гидравлической фор¬
мовкой по Жовиньо (а) и глубиной
вытянутой лунки IE при испытании
по Эриксену (б):
1, 4, 6, 8 — кипящая сталь; 2, 3, 5, 7, 9
и 10 — спокойная сталь (Ротеу G., Grum-
bach М.)
Группа ЮВРО сравнением
различных методов испытания на
штампуемость листовых заготовок
толщиной 1 мм из малоуглеродистых
раскисленных сталей, двух марок
коррозионно-стойких сталей типа
18-8, двух марок алюминия, алюми¬
ниевого сплава с 3% молибдена, электролитической меди и латуни с 63%
меди установила, что при испытании на гидравлическую формовку наблю¬
дается четкое соответствие штампуемости и величины п.
Штампуемость листов из легких сплавов, определяемая испытанием по
Жовиньо и Фукуи, также коррелирует с величиной п, хотя и не так четко,
как у,листов из сталей, латуни и меди.
Способность металла к глубокой вытяжке при испытании по Еп§ее-
ЬагсИ В. также определяется величиной показателя деформационного упроч-
нения.
Köhler G., Bochinski Е. (на семнадцати марках стали) установили, что
при вытяжке квадратных и эллиптических деталей произведение Rn (R —
коэффициент нормальной анизотропии) является критерием успешной вытяж¬
ки этих деталей.
Для сложных штампованных деталей, получаемых сочетанием глубо¬
кой вытяжки с двухосным растяжением, штампуемость, определяемая по
Фукуи, хорошо коррелирует с произведением Rn.
Потеря устойчивости при глубокой вытяжке, изгибе пластин и их прав¬
ке зависит от параметров кривых упрочнения: с увеличением п и уменьше¬
10

нием т опасность потери устойчивости уменьшается, и легче проходит выправ¬
ление дефектов [3].
При осадке цилиндрических заготовок момент появления неустойчивости
деформации можно установить по показателю деформационного упрочнения
п.
1.2.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОДОЛЬНОЙ УСТОЙЧИВОСТИ ЗАГОТОВОК
В ПРОЦЕССЕ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ
Критерием устойчивости процесса деформации является предельное от¬
ношение йо* продольных размеров заготовки к поперечным, характеризующее
их формоизменение без изгиба. Для определения «0* пользуются параметра¬
ми кривых упрочнения.	о
При осадке неупрочненных холодной пластической деформацией цилинд¬
рических образцов с гладкими торцами и с торцовыми выточками, заполнен¬
ными твердой смазкой, экстремальное первоначальное отношение высоты за¬
готовки /г0 к диаметру
а», = -7'=2'24^'’	0-9)
¿0	V	'
где V — коэффициент приведения высоты, зависящий от способа закрепления
концов заготовки (в случае осадки образцов с гладкими торцами V = 0,5;
при осадке образцов с торцовыми выточками, заполненными твердой смазкой,
V	= 0,74 4- 0,785).
По данным Мошнина Е. Н. и Ромашко Н. И., при осадке неупрочнен¬
ных холодной пластической деформацией пластин
=бУй,	(1.10)
\ ‘-»О / пр
где 50—толщина пластины.
При высадке изделий на холодновысадочных и холодноштамповочных ав¬
томатах, как правило, используются металлы, упрочненные при волочении
холодной пластической деформацией. Кривые упрочнения волоченых сталей
имеют характер, отличный от кривых упрочнения термически обработанных
и горячекатаных сталей [13]. Поэтому для определения предельных отноше¬
ний заготовок при изготовлении стержневых изделий на холодновысадоч¬
ных и холодноштамповочных автоматах как для операции обжатия части
стержня проталкиванием через фильер матрицы, так и для операции высадки
механические свойства деформируемых металлов должны учитываться по
кривым упрочнения волоченых материалов.
Исследованиями автора совместно со Смирновым-Аляевым Г. А. уста¬
новлено, что при изготовлении стержневых изделий из волоченых сталей на
холодновысадочных и холодноштамповочных автоматах предельные отноше¬
ния при обжатии части стержня путем проталкивания через фильер матрицы
и высадке можно рассчитывать по формуле
1,3 , / Ь
аа*~- V V а'о+О,2&Ь •	<1П>
В случае высадки по схеме а (рис. 1.3) у = 0,495 4- 0,507; по схеме б
V	= 0,354 4- 0,358; по схеме в у — 0,3184-0,321; по схеме г у = 0,45 [для
головок с небольшим отношением проекции диаметра головки к ее высоте
=3,04-3,1^ и у = 0,477 рля головок с большим отношением ~	=
= 5,0^; при обжатии части стержня путем проталкивания через фильер
матрицы V может быть принято равным 0,5.
11

Величины aso и Ъ, зависящие от природы деформируемого металла и
степени деформации при волочении qlt для некоторых углеродистых и леги¬
рованных сталей представлены на рис. 1.4 и 1.5.
При изготовлении стержневых изделий из отожженных металлов и спла¬
вов предельные отношения рекомендуется рассчитывать по уравнению (1.9),
используя при этом указанные значения коэффициента приведения высоты v,
зависящие от схемы деформации, либо по следующим формулам [24]:
а)	6)
Рис. 1.4. Зависимость
a'so от qi для сталей:
1 — 08 кп; 2 — 15 кп; 3 —
25; 4 — 45Х [28]
в)	г)
Рис. 1.3. Схема высадки из¬
делий:
а — пуансоном с гладкими тор¬
цами; б — пуансоном с кониче¬
ским гнездом; в — пуансоном
с коническим гнездом и ци¬
линдрическим пояском; г —пу¬
ансоном для оформления полу¬
круглой головки; /о — высота
части заготовки, не закреплен¬
ная в матрице; Як — глубина
конического гнезда; йп — дли¬
на цилидрического пояска;
¿о — диаметр заготовки; —
больший диаметр конического
гнезда
Рис. 1.5. Зависимость b
от qi для сталей:
1	— низкоуглеродистых 08 кп
(•), 10 кп ( || ) и 15 (+);
2	— среднеуглеродистых 30
(О)» 35 (V), 45 (Д) и хро¬
мистых 20Х (ф), 35Х (О),
40Х (□) и 45Х (X) [28]
а) для утолщения в виде усеченного конуса с цилиндрическим хвосто¬
виком диаметром, равным диаметру заготовки,
а°* 4v K»(l-№)1/2 +6 tgy К? *’	(1Л2)
0-13)
12

dQ
где К = J- (d0—диаметр заготовки; d — больший диаметр конуса); у —
половина угла конуса при вершине;
б) для утолщения в виде двух усеченных конусов с цилиндрическими хво¬
стовиками диаметрами, равными диаметру заготовки,
и п /-	1	,1	1-К3 . л
°°* 4v " №(1-№)1/2 + 3tgv	)
— Уп 3~4*з/2~1	— = °-	(1.15)
4v v (1 —№)3/2 tgy	V
В формулах (1.13) — (1.15) величину v рекомендуется принимать рав¬
ной 0,5 [24]. Для расчета а0* по формулам (1.12) и (1.14) вначале определяют
К по уравнениям (1.13) и (1.15).
Предельное отношение ао* ПРИ обжатии части стержня путем проталки¬
вания через фильер матрицы (осуществляется как самостоятельный процесс),
при котором применяются отожженные или горячекатаные заготовки, может
быть рассчитано по уравнению (1.9).
1.3.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ
В существующих формулах для определения усилий деформирования
самых различных технологических процессов холодной штамповки механи¬
ческие свойства деформируемого металла учитываются величиной напряже¬
ния течения; потребные усилия деформирования будут тем выше, чем больше
значение о8.
При идеальном деформировании (без потерь) металла объемом V по¬
требная работа деформации в общем виде
8
ди=ур4*.	(1.16)
о
С учетом влияния внешнего трения полная потребная работа деформа¬
ции
А = -^- .	(1.17)
Рекомендуется определять работу деформации конкретных технологи¬
ческих процессов либо по общим уравнениям (1.17) с указанием величины т]
для отдельных видов технологических процессов либо по формулам, в которые
входят параметры, отражающие условия осуществления деформирования при
том или другом технологическом процессе.
Изгибающий момент при чистом изгибе стержней
где Птах — напряжение в наружных волокнах; И — высота сечения стерж¬
ня; J— момент инерции поперечного сечения стержня.
При изготовлении гнутых П-образных деталей из листовых заготовок
для расчета изгибающего момента применяют формулу [17]
М =	(1.19)
где т' — относительный изгибающий момент, определяемый по уравнению
13

т' =3
1
2 -|- п
(1.20)
№ — момент сопротивления сечения изгибу.
Здесь бш, 8Ш — соответственно относительное удлинение и логарифмичес¬
кая деформация в момент образования шейки при растяжении [еш может быть
определено по зависимости 8Ш = 1п (1 —6Ш)]; Р — коэффициент Лодэ;
_ коэффициент упрочнения; 80н — логарифмическая тангенциальная де¬
формация наружных волокон при изгибе.
1.4.	РАСЧЕТ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ
В ПРОЦЕССЕ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ
Возникающее в процессе пластической деформации повышение темпера¬
туры металла определяется с помощью напряжения течения [4]. Например,
при процессе прессования изменение температуры металла йГ в 1-й точке оча¬
га деформации [4]
(1-21)
dx,
Qx рс1лл
где Ni = os8i — удельная работа деформации или удельная мощность внут¬
ренних сил (8j — интенсивность скорости деформации); т]к — коэффициент,
учитывающий изменение внутреннего потенциала деформируемого металла
(для процесса горячей обработки 0,9 < т)к < 1,0); qT — механический эк¬
вивалент теплоты; р — плотность металла; с — удельная теплоемкость метал¬
ла; ¿пл — температура плавления металла; dx — время деформации.
Повышение температуры при осадке заготовки вследствие превращения
энергии деформации в тепловую энергию (по данным Müller Geck):
л Q*e
Afu =

ср
(1.22)
1.5.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО
СОСТОЯНИЯ МЕТАЛЛА
С помощью кривых упрочнения можно определить напряженно-дефор¬
мированное состояние в отдельных местах отштампованной детали.
Используя разработанный Г. А. Смирновым-Аляевым [27] метод микро¬
структурного анализа, позволяющий полностью установить деформирован¬
ное состояние металла в отдельных точках, и зная зависимость о8 = / (е)
для рассматриваемого металла, можно определить напряженное состояние в
отдельных зонах деформированного металла.
Рис. 1.6. Связь между твердо¬
стью по Виккерсу и интенсив¬
ностями напряжений и дефор¬
маций при сложном напряжен¬
ном состоянии [8]
14

Напряженно-деформированное состояние деформированного тела можно
определить, измеряя твердость в этом теле и используя тарировочный график
напряжение течения — твердость — степень деформации (рис. 1.6), получен¬
ный при испытании рассматриваемого материала на сжатие, а также контро¬
лируя твердость его при различных степенях деформации [8].
1.6.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ СВОЙСТВ ДЕТАЛЕЙ
Кривые упрочнения дают возможность определить ряд механических
свойств деталей, изготовленных с применением технологических процессов об¬
работки металлов давлением, и деталей, подвергаемых пластическим дефор¬
мациям в процессе их работы, и таким образом, оценить их эксплуатационные
качества.
Так, по данным Лукьянова В. Ф., Джулай Л. Л., Фомина В. Н., запас
пластичности при сложном напряженном состоянии непосредственно зависит
от показателя деформационного упрочнения п: чем меньше п, тем ниже запас
пластичности при прочих равных условиях и динамическая прочность дета¬
ли при ее эксплуатации; при заданном соотношении компонентов напряжений
и известном п можно определить разрушающее напряжение при трехосном
растяжении.
По кривым упрочнения можно найти предельную прочность цилиндри
ческих сосудов и оценить чувствительность металла к концентрации напря¬
жений (Куркин С. А., Лукьянов В. Ф.).
По кривой упрочнения можно установить предел текучести упрочнен¬
ного на заданную степень деформации металла. На примере исследования ря¬
да чистых металлов и их сплавов, а также различных марок сталей установ¬
лено, что диаграммы усталости амплитудное напряжение аА — число цик¬
лов до разрушения N коррелируют с кривыми упрочнения [10]. Чем боль¬
ше наклон кривых упрочнения в двойных логарифмических координатах, тем
(dGk\
меньше наклон диаграмм усталости I [Ю]. Мясниковым А. М. установ¬
лено, что разница в наклонах кривых усталости при асимметричном цикле со
средним растягивающим напряжением по сравнению с симметричным нагру¬
жением уменьшается с увеличением показателя деформационного упрочне¬
ния. В области больших долговечностей чувствительность к асимметрии цик¬
ла также связана с величиной усередненного показателя упрочнения. Rowe G.
показано, что между усталостной прочностью и параметрами кривых упроч¬
нения связь значительно лучше, чем между усталостной прочностью и преде¬
лом прочности.
О влиянии предварительной пластической или термической обработки,
микроструктуры, легирования и других факторов на усталостную прочность
можно судить по кривой упрочнения.
1.7.	ИССЛЕДОВАНИЕ ВНУТРЕННИХ ИЗМЕНЕНИЙ СТРОЕНИЯ
МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Кривые упрочнения отражают внутренние структурные изменения, воз¬
никающие в процессе пластической деформации либо до нее вследствие ка¬
кой-либо термической или пластической обработки. Это позволяет изучить
многие зависимости, вызванные внутренними изменениями строения метал¬
лов и сплавов.
Так, построением кривых напряжение течения — температура можно ус¬
тановить температурный диапазон деформационного старения и температу¬
ру максимума «деформационного горба», а также изучить влияние скорости
деформации на протекание процесса деформационного старения, что необхо¬
димо для назначения правильных режимов пластической и термической об¬
работки металлов. Температура аллотропических превращений также будет
15

обнаружена с помощью вышеуказанных кривых. Использование кривых уп¬
рочнения может быть применено для анализа тонкой структуры стали.
Гладштейн Л. И., Соколовский П. И. и Рудченко А. В. склонность ста¬
лей к деформационному старению определяли совмещением кривых упрочне¬
ния стали в исходном состоянии и кривой упрочнения этой же стали после
предварительной деформации и старения. Величина упрочнения, возникаю¬
щего вследствие старения, определяется как разность ординат кривых упроч¬
нения исходного и состаренного металлов при одинаковых значениях дефор¬
мации.
Стародубовым К. Ф., Поляковым С. Н. и Наугольниковым Л. М. путем
использования анализа кривых упрочнения были изучены различные про¬
цессы, протекающие при отпуске предварительно нормализованной и от¬
пущенной при температурах 150—700° С стали СтЗ сп.

2.	ПОКАЗАТЕЛЬ ДЕФОРМАЦИОННОГО УПРОЧНЕНИЯ
Показатель деформационного упрочнения п характеризует способность
металлов к упрочнению в процессе пластической деформации. Его величина
при растяжении имеет функциональную связь с относительным сужением по¬
сле разрыва ф [5] и численно равна максимальному равномерному удлинению
е₽:	ib
«3=-¡JL-;	(2.1)
1 — ф
п == 8Р,	(2.2)
где п3 — показатель деформационного упрочнения в случае построения кри¬
вых упрочнения в координатах напряжение течения — относительное суже¬
ние.
2.1.	МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЯ
ДЕФОРМАЦИОННОГО УПРОЧНЕНИЯ п
Кривая упрочнения, аппроксимированная выражением (5), в логариф¬
мических координатах имеет вид прямой линии. Показатель деформацион¬
ного упрочнения п численно равен тангенсу угла наклона прямой lg os —
= lg т + п lg е к оси степени деформации. Следовательно, величина п мо¬
жет быть определена графически при построении кривой упрочнения в лога¬
рифмических координатах. Как показывает опыт, графический метод обеспе¬
чивает недостаточно высокую точность (±10%) и поэтому не может быть при¬
знан в качестве основного.
При аналитическом методе
	lg °S2	lg
lge2 — Igei ’
где oS2 > Osi и 82 > 8j.
Аналитический метод определения показателя п дает наибольшую ошиб¬
ку ~ 3%, если нагрузка находится с точностью до 1%, а линейные размеры
образцов с точностью до 0,1 мм, что на практике вполне выполнимо.
Поскольку показатель деформационного упрочнения п численно равен
максимальному равномерному удлинению ер, при испытании на растяжение
его можно найти из следующего выражения:
dn
п = 8р = 21п -у-,	(2.4)
где d0, d3 — диаметр образца до испытания и в момент максимальной нагрузки
соответственно.
17

Для листовых материалов при наличии кривых упрочнения величину п
можно определить графически либо аналитически по уравнению (2.3). Сущест¬
вуют и другие методы определения параметра п для листовых материалов, ба¬
зирующиеся главным образом на учете исходных и конечных размеров об¬
разцов, исходных размеров образцов и логарифмических степеней деформа¬
ции, логарифмических степеней деформации и максимальной нагрузки при
разрыве.
Достаточно высокую точность определения п обеспечивают следующие
методы:
а) испытания на растяжение с измерением степеней деформации с помощью
механического прибора индикаторного типа со встроенным в него фотоэлемен¬
том; при этом п рассчитывается по формуле
~	0 > 4343 (е2 — 81)
1682-168!	' ‘ '
где ₽!, Р2 — приложенные усилия в разные моменты деформации;	82—
степени деформации, соответствующие нагрузкам Р± и Р2;
б) испытания на растяжение на специальной машине, оснащенной элек¬
тронными вычислительными узлами, позволяющими получать средние и мгно¬
венные величины п.
Средний показатель деформационного упрочнения листовых материалов
лср==_^“(Ло+2п45 4-П9о)»	(2.6)
где п0, п45, п90 — показатели деформационного упрочнения в продольном,
поперечном направлениях и под углом 45° к оси прокатки.
2.2.	ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ВЕЛИЧИНУ п ПРУТКОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
Химический состав. Увеличение содержания углерода в углеродистых ста¬
лях вызывает уменьшение п по экспоненциальной зависимости для всех видов
предварительной обработки (рис. 2.1, 2.2).
Существенное влияние содержания углерода на показатель деформа¬
ционного упрочнения наблюдается у сталей с содержанием углерода до 0,6%.
Дальнейшее увеличение содержания углерода практически не сказывается
на величине и. Абсолютная величина п, при прочих равных условиях, тем
выше, чем на меньшую прочность обработана сталь.
Величины п для технического железа и ряда углеродистых сталей, про¬
шедших различные виды предшествующей обработки, представлены в табл. 2.1
и 2.2. Добавление в незначительных количествах таких легирующих элемен¬
тов, как хром, марганец, кремний, никель, молибден, медь, уменьшает величи¬
ны показателей деформационного упрочнения. При прочих равных условиях,
легированные конструкционные стали обладают меньшим показателем де¬
формационного упрочнения, чем углеродистые конструкционные. В табл. 2.3
для сравнения приведены значения п отожженных и горячекатаных хро¬
мистых и углеродистых сталей с примерно одинаковым содержанием основных
элементов, кроме хрома. Данные табл. 2.3 свидетельствуют о том, что присут¬
ствие хрома в углеродистых сталях в количестве (0,9—1,03)% вызывает умень¬
шение п на 0,025—0,045. Добавление марганца в количестве (0,3—0,5)%
уменьшает п примерно на 0,02 (см. рис. 2.2).
18

По данным Приданцева М. В. и Коперниковой В. Н., в сталях ГСНД
при увеличении содержания меди от 0,23 до 0,56% п уменьшается от 0,28 до
0,20; в сталях 17ГСНД п = 0,27 при содержании 0,30% меди и п = 0,18 при
содержании меди 0,90%.
Различно по своему характеру влияние на показатель п постоянных при¬
месей в стали: азота, кислорода, фосфора и серы. Кислород в чистом железе
не вызывает изменения п, а в низко¬
углеродистой кипящей стали умень¬
шает его (см. рис. 2.2). Фосфор вы¬
зывает весьма существенное умень¬
шение п для чистого железа и нез¬
начительное уменьшение для низко¬
углеродистой кипящей стали: увели¬
чение содержания фосфора в чистом
железе до 0,105% понижает величину
Рис. 2.1. Зависимость п от содер¬
жания углерода (по данным авто¬
ра):
/ — неполный отжиг; 2 — отжиг; 3 —
горячая прокатка; 4 — нормализация
Рис. 2.2. Зависимость п от содержа¬
ния С(Х), N(A), S(>), 0(0, •),
Р(П, ■), Мп( О ) в чистом железе
(X, Д, О , О, □) и низкоуглеродис¬
той кипящей стали (ф, ♦, ■) (по
Masui Н., Kawaharada М., Takechi Н.)
п на 0,065, а в кипящей низко углеродистой стали только на ~ 0,022.
Увеличение содержания серы в кипящей стали уменьшает п еще в
меньшей степени, чем фосфор: примерно на 0,015 при возрастании содержа¬
ния серы до 0,10%.
2.1. Значения показателя деформационного упрочнения п. технического железа
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Вид
испы¬
тания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Si
Мп
Р
S
0,025
0,08
0,10
0,01
0,02
Отжиг
Во
0,276; ЛГ
По данным
автора
0,03
—
0,17
0,012
0,015
—
0,23
[43]
0,038
0,01
0,33
0,010
0,023
Отжиг
0,27
а=8,3- 10“3-г
-í-8,3.10-1
Roger Cannon
Oleg D.Scherby
—
—
—
—
—
0,28
[2]
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4
19

2.2. Значения показателя деформационного упрочнения п углеродистых сталей
Название
и марка
стали
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Вид ис¬
пытания
и; скорость
деформации
Литературный
источник
С
61
Мп
р
5
Низкоуг¬
леродистая
сталь
0,058
0,17
0,20
-
-
Горячая
прокатка
А
0,252; ЛМ
По данным
автора
0,05
—
—
—
—
Д
0,244
[40]
5134
0,05
0,37
0,37
0,024
0,038
-
Во
0,208
[43]
0,07
0,03
0,41
0,041
0,033
0,205
СкЮ
0,07
0,27
0,28
—
—
0,20
5137
0,08
0,06
0,36
0,023
0,031
0,215
Ма8
0,03
0,30
0,012
0,014
Отжиг
0,24—0,25;
а —10-3н-10~1
[45]
Горячая
прокатка
0,21;
а==Ю~3-г10-1
Мик7
0,39
0,04
0,009
Отжиг
0,23—0,24;
а=10-34-10_1
Горячая
прокатка
0,22;
а=10-3-?10-1
Отжиг
д
0,207;
а=Ю-3-Н0-1
5134 или
5137
0,07—
0,08
-
-
-
Во
0,24
5с11жап<11 5.
08 кп
0,09
-
0,40
-
Горячая
прокатка
1
А
0,237; ЛМ
По данным
автора
СкЮ
0,10
0,25
0,35
0,014
0,028
Неполный
отжиг
Во
0,21
[4 3]
10
0,11
0,21
0,45
-
-
Горячая
прокатка
А
0,22; ЛМ
По данным
автора
СкЮ
0,12
0,24
0,44
0,017
0,026
Неполный
отжиг
Во
0,215
[43]
СкЮ
0,13
0,23
0,31
0,010
0,022
Горячая
прокатка
0,20
СЮ
0,13
-
-
-
-
0,22
ЗсЬхуапсН 5.
0,13
0,24
0,31
0,010
0,022
Отжиг0
Нормали¬
зация0
0,266
0,256
-
20

Продолжение табл. 2.2
Название
и марка
стали
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Вид ис¬
пытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Si
Мп
Р
S
Ск15
0,13
0,27
0,41
0,013
0,03
Отжиг
Во
0,23
[45]
Горячая
прокатка
0,19
Отжиг
Д
0,1824-0,207;
а=10~34-10~1
Горячая
прокатка
0,169—0,174;
а=10~3-г10—1
С15
-
-
-
Нормали¬
зация
Во
0.246
[43]
Отжиг
д
0,18
Herold G.
15
0,15
0,27
0,43
-
-
Горячая
прокатка
А
0,224; ЛМ
По данным
автора
СтЗ
—
—
—
—
—
—
Е
0,23
[25]
20
0,19
0,37
0,37
-
-
Горячая
прокатка
А
0,218; ЛМ
По данным
автора
St54
0,19
0,26
0,55
0,047
0,03
Отжиг0
Вв
0,227
[43]
Нормали¬
зация®
0,218
Ск22
0,19
0,27
0,34
0,010
0,021
Неполный
отжиг
0,192
St42
0,22
-
0,44
0,017
0,043
Отжиг0
0,220
Нормали¬
зация0
0,217
0,22
—
0,49,0,01 7
0,043
0,20
0,22
—
-
1 -
—
Горячая
прокатка
0,20
Schwandt S.
25
0,29
0,13
0,55
1 -
—
А
0,177
По данным
автора
30
0,32
0,25
0,58
-
—
0,177
35
0,36
0,29
0,66
—
—
0,173
С35
0,35
-
-
-
-
Во
0,17
0,18
Schwandt S.
[43]
0,36
0,27
0,69
0,025
0.032
Отжиг0
0,196
Нормали¬
зация°
0,175
Ск35
¡0,37
0,27
0,64
0,017
0,019
Неполный
отжиг
0,185
21

Продолжение табл. 2.2
Название
и марка
стали
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Вид испы¬
тания
tv, скорость
деформа¬
ции
Литературный
источник
С
Si
Мп
Р
S
С45
0,44
0,21
0,70
0,021
0,020
Отжиг0
Д
0,196
-
45
0,45
0,20
0,66
-
-
Горячая
прокатка
А
0,173
По данным
автора
Ск45
0,46
0,28
0,60
0,022
0,024
Неполный
отжиг
Во
0,166
[43]
45
0,45
0,20
0.66
-
Нормали¬
зация
А
0,196
По данным
автора
—
—
—
—
—
—
Е
0,18
—
50
0,50
0,27
0,70
-
-
Горячая
прокатка
А
0,168
По данным
автора
5170
0,51
0,28
0,55
0,016
0,041
—
Во
0,175
[43]
0,51
0,28
0,55
0,016
0,041
Отжиг®
0,182
-
Нормали¬
зация0
0,178
0,51
-
-
-
-
Горячая
прокатка
0,16
Schwandt S.
СкбО
0,57
0,24
0,76
0,018
0,024
Неполный
отжиг
0,158
[43]
С60
0,62
0,24
0,40
0,025
0,28
Отжиг0
0,169
—
—
—
—
—
—
—
д
0,14
Herold G.
Инстру¬
менталь¬
ная сталь
0,7
0,22
0,17
0,07
0,023
Неполный
отжиг
Во
0,157
[43]
У7
0,72
0,23
0,20
-
-
Горячая
прокатка
А
0,153
По данным
автора
У8
0,78
0,26
0,21
-
-
Отжиг
0,184
Горячая
прокатка
0,15
Инстру¬
менталь¬
ная сталь
0,81
0,24
0,26
0,006
0,025
Неполный
отжиг
Во
0,167
[43]
C100Wl
0,97
0,20
0,19
0,010
0,011
Неполный
отжиг
Во
0,163
[43]
22

Продолжение табл. 2.2
Название
и марка
стали
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Вид испы¬
тания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Si
Мп
Р
S
Инстру-
менталь-
пая сталь
1,10
0,25
0,22
0,06
0,01
Неполный
отжиг
Во
0,149
[43]
1,29
0,19
0,36
0,007
0,0017
Неполный
отжиг
0,166
7S10*
0,10
0,03
0,57
0,052
0,122
Отжиг
0,21
[45]
Г орячая
прокатка
0,22
Нормали-
зация+
4-старение
0,13
Отжиг
Д
0,186
Горячая
прокатка
0,166
Нормали-
зация-{-
4-старение
0,147
1CS10*
0,12
0,03
0,56
0,009
0,129
Отжиг
Во
0,22
Горячая
прокатка
0,20
Нормали-
заиия+
+старение
0,155
Отжиг
Д
0,21
Горячая
прокатка
0,17
Примечания. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
2. Со значком ° значения п рассчитаны автором по экспериментальным данным работ
[38, Kraft —und Arbeitsbedarf für Kalt —und Warmstauchen, Berlin, 1960, S.64].
Влияние основных легирующих элементов на величину п для отожжен¬
ных по различным режимам сталей можно учитывать с помощью формулы
(по Jonk R., Just Е., Wicke)
п = 0,22—0,14 Mo — 0,04 Cr — 0,09 Si — 0,02 Мп — 0,01 Ni + 0.03C, (2.7)
где Mo, Сг, Si, Mn, Ni, C — содержание легирующих элементов и углерода,
% по массе.
В табл. 2.4 приведены значения п для ряда конструкционных и инстру¬
ментальных легированных сталей, претерпевших различные виды пред¬
шествующей обработки.
У высоколегированных сталей величины п для одних и тех же состояний
металлов отличаются друг от друга в несколько раз в зависимости от того,
23

к какому классу сталей принадлежит рассматриваемый сплав. Так, высоко¬
легированные ферритные стали имеют низкое значение показателя деформа¬
ционного упрочнения, а аустенитные—весьма высокое по сравнению со ста¬
лями ферритно-перлитного класса (табл. 2.5).
В некоторых сплавах цветных металлов повышение содержания леги¬
рующих элементов вызывает увеличение показателя деформационного упроч¬
нения (рис. 2.3).
Рис. 2.3. Зависимость п от со¬
держания магния в алюминий¬
магниевых сплавах (Perce and
Joshi)
Значения п для цветных металлов и сплавов представлены в табл. 2.6.
Предварительная термическая или пластическая обработка. Проведен¬
ные до испытания пластическая или термическая обработки оказывают су¬
щественное влияние на показатель деформационного упрочнения. Наиболь¬
шим показателем обладают стали отожженные; нормализация, а также за¬
калка с последующим отпуском вызывают уменьшение п (табл. 2.2 и 2.4 и
рис. 2.1). При этом уменьшение п при эквивалентных условиях тем мень¬
ше, чем на большую твердость (прочность) термообработана сталь. Так, у за-
2.3. Сравнение показателей деформационного упрочнения п
углеродистых и хромистых сталей
Марка стали
Предваритель¬
ная обработка
Содержание элементов, %
п
С
Мп
Si
Сг
St54
Отжиг
0,19
0,55
0,26
-
0,227
2 ОХ
0,59
0,30
0,91
0,204
С35
0,36
0,69
0,27
-
0,196
40Х
0,38
0,62
0,32
1,03
0,153
15
Горячая
прокатка
0,15
0,43
0,27
-
0,224
15Х
0,13
0,42
0,32
0,90
0,197
0,49
-
1,0
0,179
45
0,45
0,66
0,20
-
0,173
45Х
0,44
0,61
0,32
0,90
0,148
Примечание. Пояснения по маркам сталей см. на с. 3, 4.
24

2.4.	Значение показателя деформационного упрочнения для конструкционных
и инструментальных легированных сталей
Марка стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Вид
испытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Мп
51
Сг
N1
Р
5
15Х
0,13
0,42
0,32
0,9
-
-
-
Горячая прокатка
А
0,197; ЛГ
По данным
автора
0,49
—
1,0
—
—
—
0,179; ЛГ
15СгЗ
—
—
—
—
—
—
—
Во
0,18
5сЬ\уапс11 5.
2 ОХ
0,24
0,67
0,25
0,91
—
—
—
А
0,186; ЛГ
По данным
автора
0,19
0,59
0,30
0,88
-
-
Отжиг
0,204; ЛГ
Нормализация
0, 191; ЛГ
Закал каЧ-отпуск
при <=650° С
0,113; ЛГ
Закалка Ч-отпуск
при /=500° С
0,112; ЛГ
35Х
—
—
—
—
—
—
1 -
Горячая прокатка
0,166; ЛГ
4 ОХ
0,38
0,62
0,32
1,03
-
-
-
Отжиг
0,153; ЛГ
Нормализация
0,128; ЛГ
Закалка+отпуск
при 1=600° С
0,134; ЛГ
Закалка 4-отпуск
при 1=500° С
0,102; ЛГ
ЗакалкаЧ-отпуск
при 1=400° С
0,104; ЛГ

Продолжение табл. 2.4
Марка стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Вид
испытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Мп
S1
Сг
Ni
Р
S
41Сг4
-
-
-
-
-
-
-
Горячая прокатка
Во
0,15
5с1^апсИ Б.
45Х
0,44
0,61
0,19
0,90
-
-
-
А
0,1 48; ЛГ
По данным
автора
11523*
0,21
1,34
0,30
-
-
0,043
0,023
Отжиг
Во
0,225
Расчет сделан
по данным
Разек V.
Нормализация
0,160
10Г2
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг ((=860° С,
1 ч)
А
0,19; ЛГ
По данным
автора
16МпСг5
0,16
1,20
0,28
1,02
-
0,08
0,017
Отжиг
Во
0,16-0,17
[45]
Горячая прокатка
0,14—0,15
НормализацияЧ-
старение
0,14—0,15
65Г
0,65
0,98
0,23
—
—
—
—
Горячая прокатка
А
0,156; ЛГ
По данным
автора
40ХН
0,11
0,79
0,17
1,13
1 ,02
-
-
Отжиг ((=800° С,
1 ч)
0,144; ЛГ
132404
0,36
1,18
1,21
-
0,016
0,034
Отжиг
В,
0,175
Расчет сделан
по данным
Разек V.
Нормализация
0,145
Сталь, содержащая
1%Си
0,05
-
-
-
1,0
-
-
Горячая прокатка
1
д
0, 198
[40]
Горячая прокаткаЧ-
4-старение при
(=500° С
0,140
8ХФ
(0.21%У)
0,84
-
-
0,70
-
-
-
Горячая прокатка
А
0,166; ЛГ
По данным
автора
9БМп28*
0,11
1,12
<0,03
-
-
0,07
0,32
1
Отжиг
д
0,188
[45]
Горячая прокатка
0,17
Нормализация+
Ч-старение
0,144
Отжиг
Во
0,205
Горячая прокатка
0,21
Нормал изацияЧ-
Ч-старение
0,14
12ХНЗА
0,16
0,40
0,36
0,66
2,81
-
Отжиг
А
0,193; ЛГ
По данным
автора
Нормализация
0,174; ЛГ
Закалка+отпуск
при (=600° С
0,097; ЛГ
0,13
1 -
0,26
0,64
2,95
—
—
Горячая прокатка
0, 171; ЛГ
40ХНМА
(0,15 — 0,25% Мо)
0,37
0,60
0,24
0,66
1,39
-
-
Отжиг
0,134; ЛГ
Нормализация
0, 123; ЛГ
ЗакалкаЧ-отпуск
при 1=600° С
0,097; ЛГ
40ХНМА
(0,25% Мо)
0,43
0,69
0,19
0,74
1,55
—
—
Горячая прокатка
0,157; ЛГ
ЗОХГСА
0,34
0,98
1,13
1,08
—
—
—
Отжиг
0,169
14331*
0,28
0,95
1,20
0,86
0,17
0,018
0,016
Отжиг
Нормализация
Во
0,186
Расчет сделан
по данным
Разек V.

Продолжение табл. 2.4
Марка стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Вид
испытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Мп
31
Сг
N1
Р
3
18ХГТ
Отжиг ((=860° С, 1 ч)
А
0,1741; ЛГ
По данным
автора
17ГСНД
(0,76% Си)
0,16
1,39
0,54
-
0,70
0,005
0,05
Нормализация
(1=920° С, 0,5 ч)
+старение ((=500° С,
3 ч)
д
0,22; 5=1,7
Паданцев
Коперникова
В. Н.
17ГСАЮ
(0,063%А1)
0,17
1,35
0,64
—
0,05
0,004
0,05
Нормализация
(1=920° С, 0,5 ч)
0,27; 5=1,7
17ГСАФ (0,15%У)
0,16
1 ,33
0,58
—
0,05
0,004
0,007
—
0,19; 5=1,7
ХВГ (1,32% W)	| 0,95
1,05
0,28
0,98
0,19
0,025
0,030
Отжиг
В
0,23;
а=3-10~3
Расчет сделан
по данным
Таловерова
В. Н.,
Мурасова
А. Ш.,
Наумчева
Б. Н.
5ХНВ (0,64% W)
0,56
0,63
0,16
0,71
—
—
—
0,146;
0=3-10-3
7X3	|
0,68
0,31
0,25
3,7
—
0,025
0,020
0,160;
0=3-10-3
Х12Ф( 0,35%V)
1,58
0,23
0,17
11,9
0,25
0,020
0,026
0,135;
а=3-10-3
ЗХ2В8Ф (7,93% W;
0,45%V; 0,18% Си)
0,38
0,34
0,18
2,46
0,21
0,024
0,025
0,165;
0=3-10-3
20X13
0,17
0,58
—
12,58
—
—
—
Отжиг (1=870° С, 1 ч)
А
0,2067; ЛГ
По данным
автора
Р6МЗ
—
—
—
-
—
—
—
-
Е
0,13;
6=1,7
[25]
Р12 (12—13%W;
1,5—1 ,9% V)

0,8—
0,9
Не
более
0,4
Не
более
0,5
3,1 —
3,6
0,4
Не
более
0,030
Не
более
0,030
0,11; 6=1,7
0,10; 6=1,7
Р18
(17,0-18,5% W)
1,0-1,4% V)
0,7—
0,8
Не
более
0,4
Не
более
0,5
3,8—
4,4
0,4
Не
более
0,030
Не
более
0,030
Отжиг
В
0,147;
а=3-10-3
Расчет сделан
по данным
Таловерова
В. Н., Мура¬
сова А. Ш. и
Наумчева
Б. А.
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

2.5.	Значения показателей деформационного упрочнения
высоколегированных ферритных и аустенитных сталей
Марка стали
Вид предшествующей
обработки,
химический состав
Вид ис¬
пытания
Темпера¬
тура, °C
п; скорость
деформа¬
ции
Литературный
источник*
12Х18Н9
Нормализация
Во
20
0,625
150
0,4663
12Х18Н9Т
Закалка в воде от
/=1050° С
А
20
0,390
По данным
автора
0,395
Закалка в масле от
/=1050° С
0,370
ХбСгЬИ МО18.10
(типа 18-8)
Закалка от
(=1080° С
В
0,526
-
0,54
Schwandt S.
Х18СгМ1ТП8.10
(типа 18-8)
Закалка в воде от
/=1050° С (С= 0,09%,
Мп=1,12%;
Сг=17,50%;
N1=9,90%;
Т1=0,72%)
0,4663;
а=1,5
0,52
а=90
100
0,4535;
а=1,5
0,5095;
а=90
Х12СгЫ1 18.10
(типа 18-8)
-
20
0,534
Neubauer
A., Meyer Р.
Osterburg U.
Х8СгЫ1МоТ1 18.10
0,422
Х12Сг№ 17.7(А)
(типа 18-8)
0,713
д
0,6371
100
0,4452
Х12 СгКН 17.7(В)
(типа 18-8)
в
20
0,662
д
0,613
100
0,4350
XI 2 СгЬП 18.8
(типа 18-8)
в
20
0,60
Schwandt S.
Х5 СгЫ1 18.9
(типа 18-8)
0,60
29

Продолжение табл. 2.5
Марка стали
Вид предшествующей
обработки, хими¬
ческий состав
Вид
испыта¬
НИЯ
Темпера¬
тура, °C
п; скорость
деформа¬
ции
Литературный
источник*
Т546 —I2
(типа 18-8)
Отжиг
Д
25
0,5067
[41]
Т5482-12
-
0,5067
3052
С=0,12% max;
Мп=2,0%;
Si=l ,0%; Сг=17,04-
¿-19,0%; N¡=10,54-
¿-13,0%
20
0,475
Таваарвек,
Сауэрби,
Пламитри
Х18 CrNi 18.12
(типа 18-12)
В
0,4557
Д
0,3040
100
0,3839
10Х17Н13М2Т
Закалка в воде от
(=1100 °C
А
20
0,365
По данным
автора
Сталь 17 Сг—15N1 —
0.45N2
Отжиг; С=0,0444-
¿-0,14%;
Мп=1,07-5-2,65%;
N¡=9,234-14,1%;
Сг=16,3-?20,6%;
N=0,0364-0,093%
д
25
0,4778
[41]
20Х23Н18
Закалка в масл
/=1100°С
В
20
0,328
Х15 CrNi S125.20
(типа 25-20)
Закалка
0,3346
3022
С=0,08% max;
Мп=2,0%
Si= 1,0%; Сг= 17,04¬
4-19,0%; N1=8,04-
¿-10%;
Си=3,04-4,0%
д
0,34
Таваарвек,
Сауэрби,
Пламитри
X22CrN117
-
в
0,11
Schwandt S.
ХЮСгЗ
0,18
Отжиг
0,107;
а=1,5
0,094;
а=90
* В тех графах, где не указаны фамилии исследователей, величины п рассчитаны ав¬
тором по экспериментальным данным работ [9, 22, 26, 38].
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
30

2.6.	Значения показателя деформационного упрочнения
цветных металлов и сплавов
Металл, сплав
и его марка
Предварительная
обработка
Вид ис¬
пытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
М2
Отжиг ((=540° С, 1 ч)
А
0,47; ЛГ
По данным
автора
Медь 99,99°/
-
д
0,45
Tiainen Т.,
Kettunen Р.О.
Медь
0,336; â=2
Heye W.
Отжиг
0,4054;
а=1 ,75-10-3
[41]
—
Е
0,37
[25]
Л63
Отжиг (f=600° С, 1 ч)
А
0,406
По данным
автора
Латунь Си2п1 5
(15%2п)
-
Д
0,410; ¿=2
Heye W.
Латунь Си2п30
(30%2п)
0,501; д—2
ЛС59-1
Е
0,44
[2 5]
ЛС59-1В
Отжиг (i=600° С, 1 ч)
А
0,277; ЛГ
По данным
автора
Латунь 70-30
(30%2п)
Отжиг
¿3=-0,01 5 мм
д
0,489
По данным
Hollomon
¿3=0,02 мм
0,51
¿3=0,025 мм
0,55
¿3=0,035 мм
0,574
¿3=0,12 мм
0,704
¿3=0,20 мм
0,745
Бронза СиА14
(41% А1)
-
-
0,565; ¿=2
Heye W.
АД1
Отжиг ((=340° С, 1 ч)
А
0,151; ЛГ
По данным
автора
-
-
0,22
Алюшин Ю. А.
Еленев С. А.
31

Продолжение табл. 2.6
Металл, сплав
и его марка
Предварительная
обработка
Вид испы¬
тания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
Алюминий
—
д
0,201; 0=2,0
Heye W
Отжиг
0,216;
а=1,75- 10-3
[41]
АМг2М
Во
0,194
—
АМгб
Деформация в холодном
состоянии, е=0,2
0,15
Лукьянов В. Ф.,
Джулай Л. Л.,
Фомин В. Н.
Отжиг
0,26
ОТ4
Отжиг в вакууме
10-4 мм рт. ст.
(<=680° С)
А
0, 128; ЛГ
По данным
автора
ВТ 16
Отжиг в вакууме
10-4 мм рт. ст.
(/—780° С, 1 ч)
0,034; ЛГ
Ш
Отжиг в кипящей
воде (1 ч)
0,218; ЛГ
Никель
Отжиг
д
0,357;
а=1 ,75-10-3
[41]
-
0,50; 0=2,0
Tiaininen Т.,
Kettunen P.O
Серебро
Отжиг
0,4354;
а=1 ,75-10-3
[41]
Олово
-
А
0,1386; ЛГ
По данным
автора
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3. 4
каленной и отпущенной при температуре 500° С стали 20Х п меньше, чем у
этой же отожженной стали в 1,8 раза, в то время как у нормализованной лишь
в 1,08 раза.
Вследствие нормализации углеродистых сталей происходит незначи¬
тельное (в 1,02—1,12 раза) понижение п (табл. 2.7). Горячая прокатка вызывает
более существенное изменение п (в 1,1 —1,21 раза), нежели нормализация
(табл. 2.8), исключение составляют лишь стали с повышенным содержанием
серы (10S10, 7S10 и 9SMn28), у которых показатели деформационного упроч¬
нения примерно одинаковые для отожженных и горячекатаных состояний.
Нормализация с последующим старением углеродистых сталей с повы¬
шенным содержанием серы, напротив, вызывает существенное понижение п
(в 1,3—1,7 раза).
В работах некоторых исследователей также было отмечено влияние
предварительной обработки на величину п.
Так, было установлено, что п при растяжении состаренного при 200° С
железа меньше, чем несостаренного.
32

2.7. Значение показателей
деформационного упрочнения
при сжатии углеродистых
сталей после нормализации
Пн и отжига пот
Марка
стали
ган
пот
пот
пн
СЮ
St54
С35
St70
0,256
0,227
0,175
0,178
0,266
0.248
0,196
0 182
1 ,04
1,09
1 ,12
1 ,02
Примечание. Пояснения по
маркам сталей см. на с. 3, 4.
2.8.	Значения показателей деформационного
упрочнения при сжатии углеродистых
и легированных сталей после горячей
прокатки Пт и отжига пот
Марка стали
пг
пот
пот
пг
Ск1 5
0,19
0,23
1 ,21
Ма8
0,21
0,25
1,19
У8
0,15
0, 184
1,23
7S10*
0,22
0,21
0,95
10S10*
0,20
0,22
1 , 1
20Х
0,153
0,185
16МпСг5
0,14—0,15
0,16 — 0,17
1,14
9SMn28*
0,21
0,205
0,97
Согласно данным Kleemo¬
la Н. J., п у сплавов Fe-C-N
и Fe-1,0 Cu-1,0 Ni-C-N умень¬
шается по мере старения.
М. Н. Скурихиным показано,
что значение п для низкоуг¬
леродистой стали после дефор¬
мационного старения умень¬
шается до 0,1.	v
Bühlicke Dieter и Bocek Michace определили, что промежуточная деформа-
Примечание. Пояснения по маркам ста¬
лей см. на с. 3, 4.
ция монокристаллов кадмия кручением вызывает незначительное увеличение
п при испытании на растяжение. Холодная пластическая деформация сплава
АМгб до степени деформации 8 = 0,2 уменьшает п от 0,20 до 0,15.
Влияние предварительной обработки на показатель п особенно хорошо
видно на примере стали С15 и сплава меди с бериллием (1,8% Be) (табл. 2.9).
При исследовании сплавов Cu-Al, Cu-Ca, Cu-G Дударев Е. Ф., Па¬
нин В. Е. и Дерюгин Е. Е. установили, что уменьшение степени ближнего
порядка вследствие увеличения температуры закалки приводит к возраста-
нию п.
2.9.	Значения показателя деформационного упрочнения при растяжении
в зависимости от различных видов предварительной обработки
Материал
Предварительная обработка
п
Углеродистая
сталь С15
Отжиг при <=680° С, 4 ч
Отжиг при (=1040° С, 14 ч
Нормализация
Закалка в воде от (—9 20° С
0,305
0 283
0,264
0,145
Сплав меди с
бериллием
(1,8% Be)
¿=790° С/Н2О (нагрев до (=790° С и охлаждение
в воде)
(=790° С/Н2О/100° С/2ч (нагрев до Ь=790° С с
охлаждением в воде, нагрев до /=Ю0° С с выдер¬
жкой при этой температуре 2 ч)
1 = 790° С/Н2О/250° С/2 ч
£=790° С/Н20/400° С/2 ч
¿=790° С/Н2О/500о С/2 ч
¿=790° С/Н20/600° С/2 ч
0,360
0,327
0,120
0,053
0,165
0,313
Примечание. Пояснения по маркам сталей см. на с. 3, 4.
2 Зак. 1261
33

Различное влияние на показатель п сталей и сплавов оказывает отпуск
при разных температурах: с увеличением температуры отпуска п изменяется
не монотонно, появляются минимумы и максимумы, обусловленные либо
явлением старения, либо аллотропическими превращениями. В качестве
примера на рис. 2.4 показана зависимость п от температуры отпуска алюми-
ниево-медно-магниевого сплава А1СиМ§1.
Размер зерна. Для большинства сталей, цветных металлов и сплавов,
имеющих кристаллическую решетку объемно-центрированный куб (ОЦК)
Рис. 2.4. Влияние температуры от¬
пуска на величину п сплава А1СиМ§1
(Рузг О.)
Рис. 2.5. Зависимость п от диаметра
зерна ¿/3 для углеродистых сталей с
содержанием углерода (0,09—0,20)%
(по хЭДогпзоп)
и гексагональную плотноупакованную (ГП), с увеличением диаметра зерна d3
растет показатель п. Влияние размера зерна на п для низкоуглеродистых
сталей представлено на рис. 2.5.
Согласно данным Carreker R. Р. и Guard R. W., Larson F. R. и Bula E.,
а также W. J. Fogart для молибдена (ОЦК), титана (ГП) и кадмия (ГП) п бу¬
дет тем выше, чем крупнее зерно.
Большинство экспериментальных данных свидетельствуют о слабой
зависимости п от d3 для металлов и сплавов с кристаллической решеткой гране¬
центрированный куб (ГЦК). Так, экспериментами Tiainen Т. nKettunen Р. О.
при испытаниях на растяжение меди высокой чистоты (99,99%) с d3, равными
0,021; 0,161 и 0,909 мм, установлено, что в большинстве диапазонов сте¬
пеней деформации фактически п не зависит от d3 (рис. 2.6), а для никеля
высокой чистоты (99,9%) с d3, равным 0,058; 0,222 и 0,685 мм, п мало зависит
ord3. Опытные данные Larson F. R. и Bula Е. показывают слабую зависимость п
от d3 для алюминия. Однако экспериментальные данные Hollomon для латуни
70-30 (30% Zn) свидетельствуют о влиянии размера зерна на п (см. табл. 2.6).
С увеличением степени деформации влияние размера зерна для одних и
тех же металлов и сплавов на показатель деформационного упрочнения умень¬
шается.
Рис. 2.7. Влияние температуры
на показатель деформационно¬
го упрочнения п в области рав¬
номерной деформации для тех¬
нического железа:
X—данные Morrison; О — данные
Bergstrom Y., Aronsson В.
Рис. 2.6. Влияние диаметра зерна dз
на п у меди (Си 99,99%) при испы¬
тании на кручение (по данным Т1а1-
пеп Т., КеНипеп Р. О.):
□ — ¿3=0,021 мм; о — ¿3=0,161 мм; Д —
¿а =0,909 мм
34

Температура испытания. Температура деформации оказывает сущест¬
венное влияние на показатель п, причем оно непостоянно.
Для большинства металлов и сплавов (техническое железо, феррито¬
перлитные стали, алюминий, цинк, титан, молибден) с изменением темпера¬
туры от 20° С до 100—400° С п возрастает, а затем, достигнув максимума, умень¬
шается (рис. 2.7). Положение максимума зависит от скорости деформации,
типа кристаллической решетки и энергии дефекта упаковки. С увеличением
скорости деформации максимум сдвинется в область более высоких температур.
Для скоростей деформации порядка 10~4—10“1 с~х максимум кривой п=/(0,
согласно данным Соколова Л. Д. и Дмитриева Н. П., находится при темпе¬
ратурах 100—300 (для технического железа), 50—250 (для титана), 20—100°С
(для алюминия). У молибдена максимальные значения п соответствуют тем¬
пературе 200° С.
Для труднодеформируемых металлов: ниобия, тантала, молибдена и воль¬
фрама— температурная зависимость п в области температур, превышающих
нормальные, имеет сложный характер (с максимумами и минимумами), а аб¬
солютные величины показателя п даже при температурах более 1000° С,
весьма существенны, и в ряде случаев превышают величины п при нормальных
температурах.
Максимум на температурной зависимости п для чистых металлов — же¬
леза, меди, алюминия, церия, стронция, ниобия, цинка — лежит в области
гомологических температур 0 = (0,24-0,4) Тил, а Для молибдена характерный
максимум п = / (/) находится в области 0= 0,08 Тпл (Соколов Л. Д., Дмит¬
риев Н. П.).
На рис. 2.8 приведена температурная зависимость п при сжатии алюминия
при разных скоростях. Для других указанных выше металлов и сплавов тем¬
пературная зависимость п аналогична.
Рис. 2.8. Температурная зависи¬
мость п при сжатии алюминия
с различными скоростями дефор¬
мации (по Дмитриеву Н. П.):
1 — 2,4.10-» с-’; 2 — 2,4-10-2 с-1;
3 — 1,44 • 10—3 с-1
Температурная зависимость п. меди (ГЦК) по своему характеру отличается
от подобных зависимостей для указанных выше металлов и сплавов с решеткой
ОЦК и ГП: с ростом температуры деформации (от нормальной) п убывает
монотонно (Соколов Л. Д., Дмитриев Н. П.) либо с наличием минимума.
У циркалоя-4 (98% циркония) на зависимости п = 1 (/) в области 400° С
(температура рекристаллизационного перегиба) наблюдается минимум
(рис. 2.9).
Дмитриев Н. П. и Соколов Л. Д. установили, что у металлов с одинаковой
кристаллической решеткой п. будет тем меньше, чем выше энергия дефекта
упаковки уэ, а при одинаковых уэ показатель деформационного упрочнения
уменьшается в следующей последовательности, определяемой типами кристал¬
лических решеток: ГЦК — ГП — ОЦК.
В области отрицательных температур от —200° С с повышением тем¬
пературы п для меди уменьшается во всем диапазоне отрицательных тем¬
ператур, для титана наблюдается уменьшение лишь до температуры — 100°С,
а затем увеличение до появления максимума, а для всех остальных рассмот¬
ренных ранее металлов и сплавов в этом случае п заметно возрастает. Изме¬
нение показателя деформационного упрочнения при отрицательных темпе¬
ратурах у циркония (ГП) такое же, как и у титана.
В области температур, близких к нормальным (—704-27° С), показатель п
поликристаллического железа не зависит от температуры при деформирова¬
нии со скоростями деформации 1,67 . 10-3—1,67 • 10~4 с-1.
2*	35

Скорость деформации. О влиянии скорости деформации в области нор¬
мальных температур имеются противоречивые сведения. Так, для техниче¬
ского железа, согласно данным Вег281гбт и Агопьзоп, изменение скорости де¬
формации на два порядка (8,3. 10~5—8,3 • 10~3), а поданным Либерова Ю. П.
и Исайчева М. Н. — на четыре порядка (1,4-10~5—1,4-10“1 с-1) совершенно
Рис. 2.9. Температурная зави¬
симость п циркалоя-4 (по
Boratto F. J. М., Cetlin Р. R.,
Veado J. F.)
не оказывает влияния нал при нормальной
температуре. Schneider S. при изучении
листовых и прутковых сплавов установил,
что в изотермических условиях деформа¬
ции п с увеличением скорости дефор¬
мации практически не меняется, а в
политропических условиях падает. Сог¬
ласно данным Schwandt S. для углеродистой
стали СкЮ при изменении скорости от
9 . 10-2до5- 10-1 с-1 величина п изменя¬
ется от 0,16 до 0,14. Клявин О. В. пришел к
выводу, что при температуре 1,ЗК изме¬
нение скорости деформации от 2 • 10~5 до
IO-2 с-1 не оказывает влияния на п алю¬
миния, в то же время Щукин Е. Н., Горю¬
нов Ю. В. и Рожанский В. Н. установили,
что происходит изменение п алюминия при
нормальной температуре с увеличением
скорости деформации на два порядка.
Для высоколегированной ферритной
стали ХЮСгЗ изменение скорости более
чем на порядок, практически не сказы¬
вается на показателе п, а для аустенитных
сталей влияние скорости деформации нал ощутимо (см. табл. 2.5).
Схема деформации. Показатель деформационного упрочнения при сжа¬
тии выше показателя деформационного упрочнения при растяжении п2.
Об этом свидетельствуют экспериментальные данные ЗсЬчуапЩ Б. [45], опре¬
делявшего величину п для ряда сталей как по результатам испытания на сжа¬
тие, так и по результатам испытания на растяжение, а также данные раз¬
личных исследователей, полученные при испытании на растяжение и сжатие
при сравнении величин п одних и тех же материалов, прошедших одинаковую
предварительную обработку (табл. 2.10). Исключение составляют только ста¬
ли с повышенным содержанием серы, претерпевшие нормализацию с после¬
дующим старением. Разница между и п2 в основном составляет 10—27%.
2.10. Сравнение показателей деформационного упрочнения, полученных
по результатам испытания на сжатие п.\ и растяжение п2

Материал
Предварительная
обработка
«1
п2
«1
п2
Сталь С15
Отжиг
0,23
0,18
1,27
Сталь Ск35
0,196
0,16
1,22
Сталь С60
0,169
0,14
1,21
Н изкоуглеродиста я
сталь (0=0,05%)
Горячая прокатка
0,252
0,244
1,03
Медь
0,45—0,47
0,336—0,35
1 ,29—1,40
Сталь Ск15
0, 19
0,167—0, 174
1,09—1 ,14
Сталь Ма8
0,24
0,207
1,15
Сталь Мак7
0,23
0,207
1,11
36

Продолжение табл. 2.10
Материал
Предварительная
обработка
«1
п2
«1
иг
Сталь 7510*
Отжиг
0,21
0,186
1,13
Горячая прокатка
0,22
0,166
1 ,32
Нормализация-}-
4-старение
0,13
0,147
0,89
Сталь 10510*
Отжиг
0,22
0,21
1,045
Горячая прокатка
0,20
0,17
1,18
Сталь 95Мп28*
Отжиг
0,205
0,188
1,09
Горячая прокатка
0,21
0,17
1,235
Нормализация+
4-старение
0,14
0,148
0,94
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
2.3. ВЛИЯНИЕ РАЗЛИЧНЫХ ФАКТОРОВ
НА ВЕЛИЧИНУ п ЛИСТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
Влияние углерода, легирующих и сопутствующих элементов на пока¬
затель п для листовых материалов аналогично их влиянию на п для прут¬
ковых материалов. Зависимость п от химического состава можно проследить
на примере коррозионно-стойкой ферритной стали типа 17% Сг — 81ее1,
прошедшую предварительную обработку в виде холодной прокатки со сте¬
пенью деформации е = 1,10 с последующим отжигом при / = 788° С в течение
2 мин (рис. 2.10).
Среднее значение п для листов из ферритных коррозионно-стойких ста¬
лей можно рассчитать по уравнению
п = 0,199—0,062 (%С)—0,016 (%Мп) + 0,014 (%Б1) + 0,0005 (%Сг) —
—	0,021 (% Мо) + 0,0067 (%МЬ) + 1,12 X (%С — 0,097)2 —	(2.8)
—	0,033 (%МЬ — 0,50)2+0,089 (%С — 0,097) (%Сг—17,05).
Значения показателей деформационного упрочнения для листовых ма¬
териалов из стали представлены в табл. 2.11, а из цветных металлов и спла¬
вов— в табл. 2.12. Для ферритных коррозионно-стойких сталей типа
17%Сг—81ее1 [С = (0,054-0,15)%; Сг = (15,2-?-18,6)%; Мп = (0,344-0,98)%;
81 = (0,234-0,94)%; Мо = (0,324-1,02)%; N5 = (0,0284-0,96)%] толщиной
1,016 мм, полученных холодной прокаткой со степенью деформации 1,10 с
последующим отжигом (/ = 788° С, выдержка 2 мин), величина п при растя¬
жении со скоростью деформации е — 10-4 с-1 составляет 0,181—0,213.
Для аустенитных сталей п существенно зависит от содержания никеля,
определяющего устойчивость аустенита (рис. 2.11) [32].
Между показателями деформационного упрочнения при растяжении пх
и размером зерна <13 для листовых углеродистых и низколегированных ста¬
лей существует следующая зависимость:
b+<v-1/2 •
Согласно Blickwede Donald J. для углеродистых сталей
5
10+d3-V2 ’
(2-9)
(2.Ю)
37

Рис. 2.10. Зависимость п от содержания углерода и хрома (а) и ниобия (б)
для коррозионно-стойкой ферритной стали типа 17% Cr—Cteel (по Bric-
ner К. G., Berger J. А.)
Рис. 2.11. Влияние скорости испы¬
тания на п листовых аустенитных
сталей с различным содержани¬
ем N1 (сплошные и штрихпунктир-
ные линии относятся к различным
методам испытаний) [32]:
• — 8,58%: □ — 9,30%; О — 9,65%
Влияние скорости деформации е на п различно в зависимости от испытуе¬
мого материала. Для углеродистых и аустенитных сталей с увеличением ско¬
рости деформации п уменьшается (табл. 2.11, рис. 2.11), причем для аусте¬
нитных сталей в области низких скоростей деформации интенсивно, а затем
значительно слабее. По аустенитным сталям исключение составляют данные
Ludwigson D. S., но следует учесть, что диапазон применяемых скоростей
деформации изменялся незначительно. У высоколегированной ферритной
(с включением карбидов) стали Х8Сг17 [содержание хрома (16—17)%] вели¬
чина п не зависит от скорости испытания (рис. 2.12). Согласно данным Ha¬
mel H.-J., обобщившего экспериментальные результаты ряда исследова¬
телей, для алюминия высокой чистоты (А1 99,99%) величина п в интервале
Ю-4—10-2 с-1 (для А1 99, 999% даже в интервале 10"4—10° с"1) не зависит от
скорости деформации, но при увеличении 8 за пределами указанного диапа¬
зона линейно возрастает; для алюминия меньшей чистоты (А1 99,3%) п имеет
глубокий минимуме области е= 1 —10 с-1 и составляет примерно0,2, а затем
существенно увеличивается с возрастанием е. Приведенные в табл. 2.12 дан¬
ные F. Gologranc согласуются с результатами работы Hamel H.-J.
77
0/5
010	-	 ,
О 20 40 60 80 100 120 140 160 мм/мин
Скорость испытания
А—0,035% С; 0,37% Si; 0,47% Мп; 16,16% Сг; 0,30% Ni;
16,75% Сг; 0,13% Ni
Рис. 2.12. Влияние ско¬
рости на п листовой вы¬
соколегированной фер¬
ритной стали Х18Сг17
толщиной 0,8 мм [32]
(сплошные, штриховые и
штрихпунктирные ли¬
нии относятся к различ¬
ным методам испыта¬
ний) :
А — 0,041% С; 0,49% 81; 0,67% Мп;
38

2.11. Значения показателя деформационного упрочнения п для сталей
Марка стали
Содержание элементов, %
Вид предва¬
рительной
обработки
Толщина
листа 6,
мм
I Метод ис- I
пытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Si
Мп
Сг
Ni
Nb
р
S
08 кп
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Б
0,28
ГЗО]
20
-
-
-
-
-
-
-
-
0,20
RSt 37-1
0,06
0,06
0,44
-
-
-
0,083
0,028
Горячая
прокатка
16
в0
0,234;
0=6-10-3
Рассчитано по
эксперименталь¬
ным данным
Helms R.,
Ledworuski S.
Холодная
прокатка
(8=0,47)
10
0,025;
0=6-10-3
Холодна я
прокатка
(8=0,98)
6
0,014;
а=6- 10-3
RSt 12
-
-
-
-
-
-
-
-
-
1,0
Д1
0,3137; 5-400
0,2056; 5=30
Gologr c F.
StVIIIc
-
-
-
-
-
-
-
-
-
1 ,52
2,02
0,23
Galal S. A.
Schawki
Легированная
сталь
0,17
0,02
1,14
-
-
0,016
-
-
3,58
-
0,19
Pearce R.,
Mazhar A. A-
QSt52—ЗСиЗ
(0,085% Al,
0,26% Си)
0,17
0,39
1 ,30
-
-
-
0,013
0,015
Горячая
прокатка
6,5
Во
0,211;
0=6-10-3
Рассчитано no
эксперименталь¬
ным данным
Helms R-,
Ledworuski S.
Холодная
прокатка
(8=0,26)
5,0
0,066;
0=6-10-3
Холодная
прокатка
(8=0,49)
4,0
0,0265:
а=6-10-

Продолжение табл. 2.11
Марка стали
Содержание элементов, %
Вид предва¬
рительной
обработки
Толщина
листа 6,
мм
Метод ис¬
пытания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
С
Si
Мп
Сг
Ni
Nb
P
S
12X18Н9Т
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Б
0,52
Щеглов Б. А.
Титлянов А. Е.
Коррозионно¬
стойкая феррит¬
ная сталь типа
17% Сг — Steel
(0,32 — 1 ,02%Мо,
0,049- 0,058%
Си)
0,05 —
0,15
0,23 —
0,94
0,34 —
0,98
15,2 —
18,6
—
0,028 —
0,96
0,016¬
0,018
0,004 —
0,44
Холодная
прокатка
(е=1,10)+
+отжиг ((=
=788° С,
выдержка
2 мин)
1,016
Д1
0,181—0,213;
<2=10-4
Brickner К. G.
Berger J. А.
Т5462-12
0,044 —
0,14
1 ,07 —
2,65
16,3 —
20,6
9,22 —
11,1
-
-
-
-
1,25
0,4353;
а=1,7510-3
Ludwigson D. С.
0,87
0,4124;
а=1,75- 10-2
0,3914;
а==7-10-3
X5CrNil8,9
0,040
0,40
1,61
17,67
9,65
-
-
-
-
0,8
0,4375; 6=25
0,405; 6=160
[32]
0,050
0,39
1 ,48
17,16
8,58
-
-
-
-
0,6
0,565; 6=25
0,490; 6=160
0,045
0,31
1,66
17,90
9,30
-
-
-
-
0,452; 6=25
0,422; 6=160
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

2.12. Значения показателей деформационного упрочнения п
цветных металлов и сплавов (при нормальной температуре)
Металл или
сплав и их марки
Вид предвари¬
тельной
обработки
Толщина
листа б,
мм
Вид испы¬
тания
п; скорость
деформации
Литературный
источник
Медь
-
0,84
Д1
0,367
Kleemola Н. J.,
Kanta — Eskola
A. J.
д9
0,320
Латунь 63—372
(63% Си)
1,0
Д1
0,447
Д9
0,530
Латунь 70—3О2
(70%Си)
Отжиг
0,75
-
0,485
El-Sebaie М. G.,
Mellor Р. В.
Латунь М863
-
2,0
-
0,42
Gal al S. А.
Schawki
Алюминий
А199.5
0,29
Мягкий отжиг
л
0,24875;
5=400
Gologranc F.
0,21167;
5=40
0,22248;
5=10
Дт
0,26151
д8
0,32173
АД1М
-
-
и
0,27
[30]
АМгЗ
0,255
АМгбМ
0,23
Д16М
0,18
АМцАМ
0,12
ОТ4
0,13
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
41

2.4. ЗАВИСИМОСТЬ ПОКАЗАТЕЛЯ п ОТ КЛАССА СТАЛЕЙ
И ТИПА КРИСТАЛЛИЧЕСКОЙ РЕШЕТКИ
Сравнительно высокие значения п характерны для нелегированных фер¬
ритных сталей (табл. 2.13). Высоколегированные ферритные стали обладают
наименьшими величинами показателей деформационного упрочнения ~ 0,1,
что в 2,5—3,0 раза меньше, чем для нелегированных ферритных сталей.
Стали перлитного класса обладают меньшими значениями п, нежели не¬
легированные ферритные стали, причем п для легированных конструкцион¬
ных сталей имеет большой разбег. При этом минимальные значения п харак¬
терны для сталей с более высоким содержанием углерода (0,34—0,38)%, а
максимальные — с меньшим содержанием углерода (0,10—0,19)%.
2.13. Значение показателя п отожженных сталей различных классов
Группа сталей
Класс стали
п
Литературный источник
Низкоуглеродистая	(типа
технически чистого железа)
Ферритный
0,27—0.276
По данным автора
Высоколегированн	(типа
12X13)
0,094-0,107
Расчет сделан по данным
работы [38]
Легированная конструкцион¬
ная сталь
Перлитный
0,135—0,225
По данным автора
Инструментальная	типа
У10А, ЗХ2В8Ф, 7X3
Перлитно-
карбидный
0,160—0,165
Расчет сделан по данным ра¬
боты Таловерова В. Н., Му-
расова А. Ш., Наумчева Б. А.
Инструментальная типа Р18
и Х12Ф1
Карбидный
0,135—0,142
Высоколегированная типа
08Х18Н9Г и 12Х18Н9Т
Аустенитный
0,54—0,60
По данным работы [40]
Инструментальные стали карбидного класса имеют невысокие значения п,
соответствующие минимальным значениям показателей деформационного
упрочнения сталей перлитного класса. Несколько большую способность к
упрочнению проявляют инструментальные стали перлитно-карбидного клас¬
са, причем разбег по величине п для этой группы сталей весьма незначителен
и равен 0,005.
Наибольшие значения п (по сравнению со сталями ферритного или фер¬
ритно-перлитного класса) характерны для высоколегированных аустенитных
сталей. Это можно объяснить двумя факторами: во-первых, аустенитные стали
42
обладают структурой ГЦК, а металлы и сплавы с решеткой ГЦК упрочняются
значительно сильнее, чем металлы с решеткой ОЦК; во-вторых, весьма су¬
щественный вклад в упрочнение аустенитных сталей вносит явление превра¬
щения аустенита в мартенсит в процессе пластической деформации.
Низкие значения показателя деформационного упрочнения у высоко¬
прочных ферритных сталей, характеризующие сравнительно незначительное
упрочнение этих сталей, могут быть объяснены тем, что такие стали имеют
структуру ОЦК, для которой характерны легкость поперечного скольжения,
слабость взаимодействия типа притяжений, наличие карандашного скольже¬
ния и более высокая диффузионная подвижность, облегчающая переполза¬
ние краевых дислокаций.
Исследованиями Дмитриева Н. П. и Соколова Л. Д. показано, что у ме¬
таллов с одинаковой кристаллической решеткой п будет тем меньше, чем выше
энергия дефекта упаковки у, а при одинаковых величинах у уменьшается
в следующей последовательности (в зависимости от типов кристаллических
решеток): ГЦК — ГП — ОЦК.

3.	СВЯЗЬ НАПРЯЖЕНИЯ ТЕЧЕНИЯ С МЕХАНИЧЕСКИМИ
СВОЙСТВАМИ и химическим составом сплавов
3.1. СВЯЗЬ НАПРЯЖЕНИЯ ТЕЧЕНИЯ
С ХИМИЧЕСКИМ СОСТАВОМ
Из химических элементов, присутствующих в конструкционных сталях,
углерод оказывает наибольшее влияние на величину о8. С повышением со¬
держания углерода в углеродистых сталях увеличивается о5 при прочих рав¬
ных условиях. Кривые упрочнения располагаются тем выше, чем больше уг¬
лерода в испытуемой стали. Это наблюдается как у термически обработанных,
так и у горячекатаных сталей. Эксперименты показывают, что увеличение
содержания углерода вызывает повышение а5 по линейной зависимости, при
этом интенсивность возрастания о8 с увеличением содержания углерода яв¬
ляется постоянной величиной для всех степеней деформации (рис. 3.1).
Рис. 3.2. Зависимость коэффициента
т углеродистых сталей от содержа¬
ния углерода после полного (/) и
неполного отжига (<?), горячей про¬
катки (4) и нормализации (2) [по
данным автора]
Рис. 3.1. Влияние содержания
углерода на о5 углеродистых го¬
рячекатаных сталей [13]:
/ - <7 = 5%; 2 - <7=Ю%; 3 - q =
= 15%; 4 - ¿7=20%; 5 - <7 = 30%;
6 —<7=40%; 7-<7=50%; «-</=60%
44

Для горячекатаных углеродистых сталей существуют следующие зависи¬
мости между as (кгс/мм2) и содержанием углерода в пределах (0,058—0,72)%:
^S(e=0.1-0,2) = — 25 + 80С-Ь3670’23;	(3.1)
^(е>0,2) = 38+80С+0,457,	(3.2)
где q — относительная степень деформации, %; С —содержание углерода, %.
Для углеродистых сталей, прошедших другие виды термической обра¬
ботки, os может быть рассчитана по уравнению os = т&п с помощью рис. 2.1
и 3.2.
В конструкционных легированных сталях влияние углерода ослабевает
при содержании его более 0,4% и, вероятно, практически прекращается при
0,6%.
Такие легирующие элементы, как никель, кремний, марганец, молибден,
хром, ванадий, вызывают повышение crs конструкционных сталей. Вместе с
тем с увеличением степени деформации суммарное влияние легирующих эле¬
ментов на os уменьшается. Это происходит главным образом в результате
весьма существенного ослабления влияния на crs хрома и молибдена вслед¬
ствие образования карбидов, которые мало способствуют деформационному
упрочнению, так как зерна феррита остаются низколегированными. В мар¬
ганцовистых и никелевых сталях почти все количество легирующих элемен¬
тов марганца и никеля растворено в феррите, и поэтому их влияние на os
весьма существенно.
Увеличение содержания марганца при постоянном количестве других
элементов вызывает повышение os при различных скоростях деформации
(от 0,25 до 40 с-1) и температурах испытания (от 20 до 600° С) (рис. 3.3).
Хром сравнительно мало влияет на величину as. Однако при малой сте¬
пени деформации влияние на os хрома проявляется сильнее, чем влияние
марганца.
Величина os при сжатии отожженных конструкционных сталей может
быть приблизительно вычислена по химическому составу стали с помощью
следующего уравнения*
os = (68Д/С"+ 6 Мп + 3 Ni + 13 Si+ 47) е0’2,	(3.3)
где С, Мп, Ni, Si — содержание соответствующего легирующего элемента,
% по массе.
Для сталей, прошедших полный отжиг, могут быть применены следую¬
щие частные формулы [2]:
as (е=0,2)= 52l/c + 16Mo + 5Cr+3Ni+ 1 ISi +3Mn+ 31;	(3.4)
as(e=0.5) = 57Vc+9Mo + 2I7Cr + 4Ni + HSi+3I2Mn+ 41;	(3.5)
(Js(e = 0>8)=65_|/C + 4,5Mo + 2Cr + 3,5Ni+9Si+3Mn+45,	(3.6)
где as(e=0,2)’ as(e=o,5)’ as(e = 0,8)- напряжения течения при 8=0,2;
0,5 и 0,8 соответственно.
У коррозионно-стойких сталей различный уровень упрочнения вызыва¬
ется различным содержанием углерода и никеля, а титан, ниобий и тантал
не оказывают влияния на деформационное упрочнение.
Азот и кислород вызывают уменьшение os железа. Повышение концент¬
рации азота в железе ослабляет температурную зависимость os.
В сплавах ниобий — кислород и ниобий — азот, содержащих кислорода
(0,01—0,07)% и азота (0,017—0,08)% соответственно, os увеличивается ли¬
нейно с повышением концентрации азота и кислорода в твердом растворе.
В цветных металлах величина os уменьшается с повышением концентра¬
ции примесей. Так, кривые упрочнения алюминия А1 99,99% располагаются
выше кривых упрочнения А1 99,5%, а изменение скорости деформирования
на шесть порядков приводит к смещению кривой деформации вверх и повы¬
шению os на 60% для чистого алюминия и только на 25% для А1 99,5%.
45

6SlKiC/MM2 a>
0	0,5 1,0 1,5Mn,°/0 0 0,5 1,0 1,5Mn,°/o
в)	г)
Рис. 3. 3. Влияние содержания марганца на os при
температурах испытания:
а — 20°С; б — 200°С; в — 400°С; г — 600°С (Bühler II.);
/ — 8=0,05; 2 — 8=0,1; 3 — 8=0,2; 4 — 8=0,3; 5 — е=0,4;
6 — 8=0,5; 7 — 8=0,6; 8 — 8=0,7
3.2.	СВЯЗЬ НАПРЯЖЕНИЯ ТЕЧЕНИЯ С МЕХАНИЧЕСКИМИ СВОЙСТВАМИ
При испытании на растяжение между напряжением течения парамет¬
рами кривых упрочнения т, п и временным сопротивлением на разрыв ов
имеется взаимосвязь, определяемая следующими формулами:
(3.7)
(3-8)
(3-9)
(3.10)
где ф — текущее значение относительного уменьшения площади поперечного
46

сечения рабочей части образца [5]; фр — максимальное равномерное относи¬
тельное сужение поперечного сечения [5]; osB — напряжение течения в момент
появления шейки.
Как показывает анализ экспериментальных данных, при нормальных
температурах между as различных металлов и их сплавов, прошедших терми¬
ческую или горячую пластическую обработку различных видов, и механи¬
ческими свойствами (сгВ) ат, 65, ф и НВ) этих материалов существует корре¬
ляционная связь. Корреляционные зависимости (рис. 3.4 см. с. 48, 49),
установленные на основании математической обработки экспериментальных
данных около 100 кривых упрочнения при сжатии при нормальных темпера¬
турах горячекатаных или термически обработанных по различным режимам
(отжиг, нормализация, закалка с последующим отпуском) сталей, имеют вид
^so — 15 0,90 <ув;
<Tgo = 6-|--1,80о’т;
cs0= 144-0,347/5;
<js0 = 155—2,6565;
aso=210—2,17ф,
(З.П)
(3.12)
(3.13)
(3.14)
(3.15)
где а,§о — экстраполированный предел текучести, кгс/мм2.
Уравнения (3.11) — (3.15)
справедливы для технического
железа, углеродистых сталей
с содержанием углерода до 1,05%,
конструкционных легированных
и аустенитных сталей.
Для алюминия, меди и их
сплавов установлены следующие
корреляционные зависимости
(рис. 3.5) в результате обработки
экспериментальных данных по 25
материалам, прошедшим обработ¬
ку в виде отжига, горячей про¬
катки или горячей штамповки:
для меди и ее сплавов
080 = 2,25-|-1,38сгв;	(3.16)
а80= 184-2,37от;	(3.17)
а50 = 0,802775—2;	(3.18)
для алюминия и его сплавов
О80= 1,325ов—2;	(3.19)
ов0=2,45от—2;	(3.20)
080 = 0,48775—2.	(3.21)
Рис. 3.5. Зависимость экстраполиро¬
ванного предела текучести для меди
и ее сплавов (7) и алюминия и его
сплавов (2) от различных характе¬
ристик механических свойств:
а —	б — (5зо=‘}(От)-, в — Ово =
=7 (НВ)-, •> X — медь и ее сплавы соот¬
ветственно после отжига и после горячей
штамповки: А, О — алюминий и его спла¬
вы соответственно после отжига и горячей
штамповки (по данным автора)
а)	б)
47

б^кгс/мм2-
<Г)
Рис. 3.4. Зависимость экстраполированного предела текучести для железа и
а — аз0=/:(ав); б — Ово=/:(ат); в — азо=/(б5) и стзо=/(11)); г — взо=}(НВ); О — отжиг;
О — закалкаЧ-отпуск, /отп=500° С; 0 — закалка Ч-отпуск, /отп=600°С; □ — закалка+от-
48

б$о>*гс/””2
/	д
\д
До
°
д
Л
к
<А
о
к/
&
о’
№
оД
дд"
°д
<?
д\
>° \А
Уо
°
° $
3 о '
Ас
До°
£
1
д°
\°
10	20	30	40	50	60	70
6)
б^кгс/мм1
X
0
Л
д д
0
о
0	J
О
0
° Л
°О А
О
о
0
а о
чЯ
О
80	120	160	200	240	280 НВ,кгс/нмг
г)
сталей от различных характеристик механических свойств:
Д — нормализация; V — горячая прокатка; X — закалка + отпуск, /отп=400° С;
пуск, /отп=700° С (по данным автора)
49

Коэффициент корреляции rk, характеризующий меру линейной связи
между aSo и ов, от, 65, ф, НВ, в целом для группы сталей является довольно
большим и составляет 0,81—0,87 (только для зависимости oSo = f (ф) эта
величина равна 0,706). Во всех случаях для углеродистых сталей величина rk
выше, чем для легированных сталей и находится в пределах 0,90—0,94
(кроме зависимости aso = f (ф)). Из всех зависимостей наименьшая мера
линейной связи характерна для crso = / (ф): коэффициент корреля¬
ции находится в пределах 0,628—0,767.
Коэффициент rk, выражающий линейную связь между crSo и механичес¬
кими свойствами, для меди, алюминия и их сплавов, очень большой и состав¬
ляет 0,914—0,962,
Указанные выше корреляционные зависимости имеют большое практи¬
ческое значение, так как по <jSo можно определить as с помощью выражения
0's = (Тзо bi 6,
(3.22)
где Ьг — коэффициент, характеризующий наклон кривых упрочнения, опре¬
деляемый по табл. 3.1.
Корреляционная зависимость
между напряжением течения и твер¬
достью имеется и при низких темпе¬
ратурах, в частности, такая зависи¬
мость установлена для бескислород-
Рис. 3.7. Зависимость между микро¬
твердостью Н и а8 при растяжении
для отожженной бескислородной
меди (99,98%) при температуре
—193° С (Гиндин И. А., Стародубов
Я. Д., Хаймович П. А.)
3.1. Значения коэффициента Ь,
Группа стали
Термическая
обработка
Коэффици¬
ент
Углеродистая
с содержанием
углерода:
до 0,30
Отжиг
0,13-0,17
0,35-0,70 |
1 Отжиг	1
1 0,20—0,24
до 0,35
Нормализация
горячая про¬
катка
0,22—0,27
0,35-0,70
Нормализация
горячая про¬
катка. закал¬
ка ¿-отпуск
0,35-0,40
Легированная
конструкцион¬
ная
Отжиг

| 0,18-0,27
Горячая про¬
катка
0,25—0,30
Нормализация,
закалка ¿-от¬
пуск
0,30-0,40
Рис. 3.8. Зависимость между коэффи¬
циентами т и ав для различных мате¬
риалов (углеродистых сталей с содер¬
жанием С =1,0%, аустенитных сталей,
латуней, никель-хромовых сплавов 2п,
Т1, 2г и N1) [44]
52

ной и поликристаллической меди (99,98%), отожженной при температу¬
ре 720° С в течение 2 ч.
Для ряда листовых материалов установлены экспериментальные зависи¬
мости между НВ и crs при повышенных температурах (рис. 3.6 см. с. 50,51).
Зависимость между Н к as при растяжении для отожженной бескислородной
меди (99,98%) при температуре—193° С приведена на рис. 3.7.
Gottfried Pysz [44] на основании обработки экспериментальных данных
226 материалов (углеродистых сталей с содержанием С< 1,0%, аустенит¬
ных сталей, латуней, никель-хромовых сплавов, цинка, титана, циркония и
никеля показал (рис. 3.8), что
т = 1,83ов + 4,0.	(3.23)
Коэффициент корреляции для этого уравнения равен 0,95. Используя
это уравнение, а также значения п, приведенные в гл. 2, можно рассчитать
о5 по формуле (1).

4.	РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ИСПОЛЬЗОВАНИЮ КРИВЫХ
УПРОЧНЕНИЯ В ИНЖЕНЕРНОЙ практике
И ПРИМЕРЫ РАСЧЕТОВ
4.1. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПРАКТИЧЕСКОМУ ПРИМЕНЕНИЮ
КРИВЫХ УПРОЧНЕНИЯ
В практике обработки металлов давлением в холодном состоянии дефор¬
мированию подвергаются стали, цветные металлы и их сплавы после различ¬
ных видов термической обработки (отжига, нормализации, закалки с после¬
дующим отпуском), горячей прокатки и волочения.
Различные виды термической обработки, как правило, применяют перед
плоскостной чеканкой. В большинстве случаев перед холодным выдавлива¬
нием осуществляют отжиг. Холодной высадке и обжатию части стержня пу¬
тем проталкивания через фильер матрицы подвергается материал, прошедший
волочение с различными степенями деформации. Для технологических про¬
цессов холодной объемной штамповки используется горячекатаный мате¬
риал. Нормализация и закалка с последующим отпуском вызывает увеличение
напряжения течения по сравнению с отжигом, при этом напряжение течения
будет тем выше, чем ниже температура отпуска [13]. Кривые упрочнения го¬
рячекатаных металлов и сплавов располагаются выше кривых упрочнения
этих материалов в отожженном состоянии [13]. Предшествующая пластичес¬
кая деформация в холодном состоянии влияет не только на а8, а также и на
характер кривых упрочнения, особенно кривых упрочнения волоченых ста¬
лей (см. рис. 2). В связи с этим при расчетах энергосиловых параметров не¬
обходимо пользоваться кривыми упрочнения, построенными для материалов,
претерпевших тот вид термической или пластической обработки, которой под¬
вергается металл перед изготовлением деталей с применением методов плас¬
тической деформации.
Экспериментальные данные свидетельствуют о влиянии анизотропности
металлов и сплавов на как при испытании на сжатие, так и на растяжение.
Анализ значений для образцов, вырезанных из металлов в различных на¬
правлениях по отношению к продольной оси, показывает, что у образцов с по¬
перечным расположением волокон о8 несколько ниже, чем у образцов с про¬
дольным расположением (закаленная и отпущенная при £ = 250° С сталь
18ХНМА, титан, ниобий), или существенно превышает сг8 образцов с попе¬
речным расположением волокон в начальный момент деформации, затем ста¬
новится ему равным и даже ниже. В связи с этим желательно, чтобы направ¬
ления приложения нагрузки к образцам при испытании и к заготовкам при
изготовлении деталей совпадали.
При изготовлении стержневых изделий на многопозиционных пресс-ав¬
томатах применяют операции, при которых волоченый металл подвергается
осадке (высадке), а также дальнейшему обжатию по диаметру.
Обжатие части стержня проталкиванием через фильер матрицы на много¬
позиционных пресс-автоматах осуществляется за один или два перехода. При
этом происходит пластическая деформация того же знака,что и при волоче¬
нии. Если учесть, что волочение, как правило, осуществляется за несколько
пропусков через волочильное очко, то выходит, что суммарная степень дефор¬
мации одного и того же знака осуществляется за несколько переходов (много¬
ступенчатое деформирование).
54

При расчете усилий обжатия части стержня проталкиванием через фильер
матрицы при штамповке изделий на многопозиционных пресс-автоматах сле¬
дует учитывать многоступенчатость деформирования при определении о8,
поскольку многочисленными опытами установлено, что величины о8, опреде¬
ленные по результатам одноразового и ступенчатого осаживания, в большин¬
стве случаев не равны друг другу. Опытами автора было установлено, что о'8
горячекатаных, отожженных, нормализованных и улучшенных сталей 40,
20Х, 45Х и ЗОХГСА при ступен¬
чатом осаживании выше напряже¬
ния течения о5 при непрерывном
осаживании (рис. 4.1). Различия
в о8 при ступенчатом и непрерыв¬
ном осаживании начинаются при
небольших е (от 0,03 до 0,10).
Эти различия при максимальных 8
возникают в наименее прочных
материалах (стали 20Х — отож¬
женная и горячекатаная, 45Х —
отожженная и нормализованная),
а при минимальных 8 — в наи¬
более прочных материалах (улуч¬
шенные стали 20Х, 45Х и
ЗОХГСА). Для указанных сталей
разница в величинах о3 в диапа¬
зоне логарифмических степеней
деформации от 0,3 до 0,9
Рис. 4.1. Кривые упрочнения сталей
марок 20Х, 45Х и ЗОХГСА, построен¬
ные по результатам непрерывного
(/, 3, 5, 7, 9) и ступенчатого (2, 4, 6,
8,	10) осаживания:
1, 2 — 20Х горячекатаная; 3, 4 — 45Х ото¬
жженная; 5, 6 — 45Х нормализованная; 7,
8 — 45Х улучшенная, ЯВ285 кгс/мм2;
9,	10 — ЗОХГСА улучшенная, НВ 302ч-
4-311 кгс/мм2 (по данным автора и Соко¬
лова Л. Д.)
составляет 5—10 кгс/мм2, причем с ростом степени деформации эта разница
возрастает.
Если степени деформации между отдельными нагружениями велики, то
влияние ступенчатого нагружения не скажется на о8. Так, опытами автора
на примере сталей 20 и 45Х показано, что если логарифмическая степень де¬
формации между отдельными ступенями осаживания составляет 0,45—0,65,
то напряжения течения при прерывистом и непрерывном нагружении сов¬
падают.
Необходимо иметь в виду, что для некоторых сталей влияние ступенчато¬
го нагружения на о3 отсутствует. При осадке образцов из отожженной, нор¬
мализованной и улучшенной стали 12ХНЗА и нормализованной и улучшен¬
ной стали 40ХНМА не было обнаружено разницы между сг8 при ступенчатом
и непрерывном осаживании.
Поскольку еще не установлено, в каких сталях отсутствует влияние сту¬
пенчатого нагружения на о3, при определении энергосиловых параметров
холодной объемной штамповки, осуществляемой в несколько переходов с де¬
формацией одного и того же знака, необходимо механические свойства дефор¬
мируемого металла учитывать введением величины о5, определенной по ре¬
зультатам ступенчатой осадки. При этом диапазон степеней деформации между
отдельными ступенями осадки должен соответствовать диапазону степеней
деформации, применяемых при изготовлении детали. В этом случае наиболее
точно будут повторяться явления, происходящие в металле при осадке об¬
разцов и изготовлении деталей.
55

Для определения усилий деформирования при многопереходной штампов¬
ке следует использовать имеющиеся в наличии кривые упрочнения, построен¬
ные для предварительно деформированных осадкой сталей.
4.2.	РАСЧЕТ ПРЕДЕЛЬНОГО ОТНОШЕНИЯ ВЫСОТЫ
К ДИАМЕТРУ
Для определения предельного отношения высоты заготовки к диаметру
й0, гарантирующего осадку заготовок без изгиба, воспользуемся уравнением
(1-9):
Коэфффициент V в случае осадки образцов с гладкими торцами и отсутст¬
вием у них скоса равен 0,5. Значения показателей деформационного упрочне¬
ния возьмем из табл. 2.1, 2.2, 2.4 и 2.6.
Расчет аь* для некоторых отожженных металлов и сплавов приведен
ниже;
_ Г а
для технического железа а0$ =2,241/ —— = 2,36;
г 0,5
для меди а0# = 2,24 1/9Д^. = 3,06;
т 0,5
для алюминия а0* = 2,24 1/ 9>*51 _ 173.
г 0,5
для цинка а0* ~ 2,241/ 0)2 }.8 = 2,08;
г 0,5
для серебра а0* = 2,241/0,4354 = 2,95;
г 0,5
для стали 35 а0* — 2,241/9’.173 = 1,86;
г 0,5
для стали 40Х а0* = 2,24 1/9/199 = 1,76;
г 0,5
для стали 40ХНМА а0* = 2,24Ъ^9/191 = 1,64;
г 0,5
для латуни Л63 а0* = 2,241/9:199 = 2,85;
Г 0,5
для сплава АМг2М а0* = 2,24"|/91111 = 1 »975.
Предельное отношение а0* при холодной высадке будем рассчитывать по
формуле (1.11)
_ !’3 1 / Ь
а°*~ V V <0 +0)286
Пример 1. Определим а#* при высадке изделий по схеме, приведенной на рис. 1.3,в,
из волоченой стали 08кп (относительная степень деформации при волочении «7=0,3). Для
рассматриваемого случая у=0,318-4-0,321. Величины о' и Ь определим по графикам, пред¬
ставленным на рис. 1.4 и 1.5 соответственно о8д =54 кгс/мм2 и Ь=30. Тогда
0,3195 Г 54-|-0,28 • 30
56

Пример 2. Определим а о* при высадке изделий по схеме, представленной на рис 1.3,6
из стали 45Х, прошедшей предварительную деформацию в виде волочения (<7=0,2). Для
этого случая V“«,354-4-0,358, о8д=83 кгс/мм2 (см. рис. 1.4) и 6=45. Тогда
1,3 1/	45
а0»=	:	I/ 	=2,52.
0,350 Г 83 + 0,28 • 45
4.3.	РАСЧЕТ УСИЛИЙ ДЕФОРМИРОВАНИЯ
Для расчета усилий обжатия части стержня проталкиванием через фильер
матрицы Рр используем формулы, обеспечивающие хорошую сходимость рас¬
четных и экспериментальных значений усилий:
по данным В. Я. Шехтера [20]
/ п/ lia , . п' це^ер л ~ \
Л> = ®. 2«'	f	2-т'+	; Р +0,5вр	(4.1)
\	¿	olll ОС	/
по данным работы [39]
/ Fo 4 \/ и \
Pp = orscp [ 1н ~7Г"+а 3/-Ö- 1+ Г"	Fo,	(4.2)
F \	F	уЗ/\	sin a cos а /
где
ln Jo Ца ’	dp
a dp	4
р, — коэффициент трения; а — угол конической части матрицы; Ьп —
ширина цилиндрического пояска фильера; d0, dp — диаметр заготовки до и
после обжатия соответственно части стержня проталкиванием через фильер
матрицы; Fo — площадь поперечного сечения заготовки до обжатия части
стержня проталкиванием через фильтр матрицы;
tfsi + °s2
Озер —	2	““ сРеДнее напР яжение течения металла (<ysl, oS2 — на¬
пряжение течения металла до и после обжатия соответственно).
Пример 1. Определить Рр при изготовлении болтов из волоченой стали 45 (степень
деформации при волочении 8вол=0,30) из прутка с do=6,5 мм для получения изделия
с dp=6,01 мм; обжатие стержня путем проталкивания происходит через фильер матрицы
с а=20°.
Для расчета Рр воспользуемся уравнением (4.2). Величину ц примем равной 0,15.
Значения Osi и <Js2 определим по кривой упрочнения горячекатаной стали 45 (рис. 4.2):
Osi=85 кгс/мм2. Для определения Ов2 нужно рассчитать
ep=‘n J='4J)2 = 0.'57.
Рис. 4.2. Кривые упрочне¬
ния сталей 45 (по опытам
автора):
1 — горячекатаной; 2 и 3 —
волоченой со степенью обжа¬
тия при волочении соответствен¬
но 0,13 и 0,30
57

Суммарная	деформации ес=евол+Ер=0,30+0,157=0,457.	Для ес=0,457
082 = 91 кгс/мм2.
Среднее зн
азср =' 85 + 91’ = 88 кгс/“м2•
Тогда
Р =88 |1п	_|_о,О555 ^4=-] (1 +	3,14 ■^■>-!- = 6600 кгс.
р [	\ 6.01 /	УЗ И 81п20-соз20/	4
Пример 2. Определить Рр при изготовлении болтов из отожженного сплава ВТ16 из
прутка с ¿о=5,5 мм для получения изделия с ¿р=4,99 мм; обжатие стержня путем про¬
талкивания происходит через фильер матрицы с а=20° и Ьп = 1,5 мм.
Воспользуемся уравнением (4.1). Примем ц,=0,15. Значения аз определим по кривой
упрочнения отожженного сплава ВТ16 (рис. 4.3). Найдем
е=1п(-+^=Г_^'12 = о,193.
Р I ‘‘р )	\ 4.99 I
Рис. 4.3. Кривая упроч¬
нения отожженного
сплава ВТ16 (по данным
автора)
Поскольку обжатие осуществляется над отожженн сплавом ВТ16, то Ес=0,193. Вели¬
чина 0з = 132 кгс/мм2. Рассчитаем т', п' и Рр:
т'= -2- P.,.,!.8.‘..1..L.5.= 0,0905;
4,99
К 4Q
0,5 In ———1-14-0.0905
„■ =	Ь”	 =1.68;
,	0.15 , 5,49	0,15-0,055
0,055	4,99	4
Рр=132[(2.1.68- ■.68-°.15-0.055_2_0|0905 +
+ J.68-0.1S-2,72-0.15.0.055 + 0 8.0,,93\1 _L1L (5,5>. = 4430 кгс = 4.43 тс.
2-0,3420	Л 4
Хорошее совпадение расчетных значений усилий высадки и эксперимен¬
тальных дает формула [19]:
рв=<г,гф*(1+-1~)тг,	(4.3)
\ о п }
где 7ф = 1,1 + 1,3 — коэффициент, учитывающий неравномерность напря¬
жений, обусловленную сложностью формы высаживаемого изделия; v — коэф¬
фициент, учитывающий влияние механической схемы деформации, при высад¬
ке деталей различной сложности; v= 1,25 4- 1,75; D, F — соответственно
диаметр и площадь поперечного сечения проекции головки высаженного бол¬
та; Н — высота головки болта.
Рассчитаем Рв при изготовлении болтов из волоченой стали 45 (евол =
= 0,30) с диаметром головки dr = 11,95 мм и Н = 3,70 мм. Для рассматри¬
ваемого случая Хф = 1,2; v = 1,25. Степень деформации при высадке ев =
= 1,11. Величину as находим по кривой упрочнения волоченой стали 45 со
степенью сжатия при волочении евол = 0,30, для указанной ев напряжение
течения as составит 112 кгс/мм2.
11,95 \ 3,14
Q I—j—(11,95)2 = 21 800 кгс = 21,8 тс,
Рв= 112-1.2. 1,25(1-|—^5.
58

5.	ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ КРИВЫЕ УПРОЧНЕНИЯ СТАЛЕЙ,
ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Экспериментальные кривые упрочнения технического железа, конструк¬
ционных углеродистых и легированных, инструментальных углеродистых и
легированных сталей, высоколегированных сталей с особыми физическими
свойствами, чугунов, различных цветных металлов и сплавов, в том числе
труднодеформируемых и сверхпластичных, построенные по результатам испы¬
тания пруткового материала при нормальных, повышенных и пониженных
температурах, представлены на рис. 5.1—5.145. На рис. 5.146—5.163 приве¬
дены экспериментальные кривые упрочнения технического железа, углеро¬
дистых и легированных сталей, цветных металлов и сплавов, полученные по
результатам испытания листового материала. Для композиционных материа¬
лов экспериментальные кривые упрочнения изображены на рис. 5.164—5.166.
Характеристика материала [химический состав, виды и режимы предва¬
рительной термической обработки, виды предварительной обработки в осо¬
бых условиях (выдержка в условиях постоянного гидростатического давле¬
ния, осадка с наложением ультразвуковых колебаний), величина зерна и ме¬
ханические свойства], скорость деформации, температура и метод испытания
образцов, а также особые условия испытания (в вакууме, с наложением уль¬
тразвуковых колебаний, в условиях гидростатического давления) приведены
в табл. 5.1—5.20*.
5.1. Данные для кривых упрочнения технического железа
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная об¬
работка
Метод
испы¬
тания
Ско¬
рость
Дефор¬
мации
Темпера¬
тура ис¬
пытания,
°С
№
рисун¬
ка
С
Мп
81
Р
8
0,025
0,14
0,15
0,01
0,016
Отжиг (/ =
= 890 °С, 1 ч)
А1
ЛГ
20
5.1
0,04
0,13
0,13
0,01
0,02
—
—
-
-
-
Отжиг на круп¬
ное зерно:
с?3= 0,7 5 мм
В
-
— 196-г20
5.2
—
—
—
—
—
—
Д
—
20
5.20
0,08
0,08
—
0,022
0,025
Отжиг (1 =
=830 °С, 1 ч,
вакуум 10~4 мм
рт. ст.)
В
—
— 196-Т-700
5.3
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
* Табл 5.1—5.17 относятся к результатам испытаний пруткового материала.
59

5.2. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически обработанных
и горячекатаных конструкционных углеродистых сталей и чугуна
Стали и
чугуны
Содержание элементов, %
Предвари¬
тельная
обработка
Механические свойства
Твердость,
кгс/мм2
Метод испы¬
тания
Скорость
деформа¬
ции
Темпера¬
тура ис¬
пытания,
°С
№ рисунка
С
Мп
S1
Р
S
кгс/мм*
гни/элм
•Яр
6S, %
Ф, %
НВ
АН
Низкоуг¬
леродистая
сталь
0,06
0,32
Следы
0,011
0,023
Отжиг (( =
=950 °С, 1,5 ч,
¿3=50 мкм)
—
—
-
—
—
-
Е
о=2,4Х
X 10“3;
0,12
—18=809
5.4
Мвкб
0,07
0,37
0,10
0,015
0,30
Отжиг (( =
=690 °С, 5 ч)
31
36
45
77
95
В
а=1 ,6
300
5.6
Нормализация
(¿ = 930 °С,
30 мин)
34
37
44
77
104
<2=0,25=
= 40
20
а=1,6
1	300
Ма8
0,08
0,30
0,03
0,012
0,014
Отжиг (( =
=680 °С, 6 ч)
-
-
-
-
-
107,2
-
20
5.7
Горячая про¬
катка
24,5
36,8
40
74
115,3
Мик7
0,08
0,39
0,08
0,009
0,013
Отжиг (( =
= 680 °С, 6 ч)
-
-
-
-
91
Горячая про¬
катка
26,5
43,5
40,5
73
127,2
SI37
0,08
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
5.8
-
-
-
-
-
5.9
СкЮ
0,10
0,35
0,25
0,014
0,028
Отжиг
В
В
а<0,5х
ХЮ“2
20
5. 10
Горячая
прокатка
10
0,1 1
0,46
0,21
-
-
Отжиг
25
а=5-10“4
5.11
-
-
37,5
35,5
67
111
а=10“1
5.12
в.
в = 300 =
= 1240
5.21
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Д
лм
Ск15
0,12
0,44
0,24
0,017
0,026
Отжиг
-
-
-
-
-
-
в
-
5.10
Горячая
прокатка
-
-
-
-
0,13
0,41
0,27
0,003
0,017
Отжиг
(( = 680 °С,
6 ч)
-
-
-
-
-
по
5.7
Г орячая
прокатка
26,5
43,5
40,5
73
-
127,2
0,15
0,42
0,29
0,014
0,014
Горячая
прокатка
1
-
-
-
-
-
а=0,003
20 — 200
5.5
С15
0,15
0,45
0,24
0,027
0,030
Нормализация
(( = 700 °С,
3 ч)
30
43,5
36,5
68,6
-
- 125
а=1 ,6
20
5.6
300
0,15
0,47
0,30
0,018
0,028
Нормализация
(( = 900 °С,
0,5 ч)
31
46
37
68
134
в
В2
а=0, 25
20 — 600
5.15

Продолжение табл. 5.2
Стали и
чугуны
Содержание элементов, %
Предваритель¬
ная обработка
Механические свойства
Твердость,
кгс/мм2
Метод испы¬
тания
Скорость
деформа¬
ции
Темпера¬
тура
испытания,
°C
№ рисунка
С
Мп
S1
Р
S
ат,
кгс/мм2
ъ
2
и?
© «
б». %
-э-
НВ
£
-
-
-
-
-
-
■
-
-
-
-
-
В
а = 0,25->
¿-0,40
20 — 500
5.16
15кп
0,15
0,47
п/0
0,02
0,028
Отжиг (/=880 1С,
1 ч)
Ai
ЛГ
20
5.22
СтЗ
-
-
-
-
-
-
д,
Е
—
20
5.19,
5.20,
5. 16
-
-
-
-
-
Горячая прокат¬
ка
35,2
д
6 = 4
5. 18
20
Без термической
обработки; отжиг
в вакуумной печи
(/ = 850 °С,
0,5 ч + /=650 °С,
0,5 ч)
Отжиг в соляной
ванне (/ = 920 °С,
15 ч)
-
д
6=1
5.21
-
-
-
-
-
-
-
5.20
0,25
0,50
0,20
0,013
0,026
Горячая прокат¬
ка
140
Е
5.13
Ск22
0,19
0,34
0,27
0,010
0,021
Отжиг
5.10
8142
0,22
-
-
-
-
Горячая
прокатка
5.8
25
-
-
-
-
—
54,5
30,9
61,3
131
В
а= 1 0
в = 300-г
¿-1240
5.12
30
-
-
-
-
-
Без термической
обработки; отжиг
в вакуумной печи
(/ = 820 °С,
0,5 ч + / = 660 °С,
0,5 ч)
-
■
-
-
Д
6= 1
5.21
30,4
57,6
г = 0,16
5.23
35
-
-
-
-
-
-
-
54,8
Д
6=4
5.18
Отжиг в соляной
ванне (/ = 840 °С,
1 5 мин)
-
в
6=1
5.21
Д
ЛМ
5.20
Отжиг
Ai
ЛГ
5.22
813 5
0,36
-
-
-
-
-
в
5.8
Ск35
0,37
0,64
0,27
0,017
0,019
Отжиг
5.10
Горячая прокат¬
ка
С35
-
-
-
-
-
Отжиг
33
а=5-10—4
5.11
—
а= 1,6
300
5.6
0,40
0,47
0,32
0,018
0,027
Нормализация
(/ = 840 °С,
0,5 ч)
44
66
28
53
180
а = 0,25-?
¿-40
5.5

Продолжение табл. 5.2
Зак. 1261
Стали и
чугуны
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Твердость,
кгс/мм2
Метод испы¬
тания
Скорость
деформа¬
ции
Темпера¬
тура
испыта¬
ния, °C
№ рисунка
С
Мп
Si
Р
S
zWW/OJM
tSlo
ZWW/OJH
•aD
65. %
Ф» %
НВ
5
40
-
-
-
-
-
Улучшение
(*= 1 80° С)
-
-
-
-
556,5
-
В
в6
а= Ю“1
« = 3004¬
4-1240
20
5.12
Улучшение
(¿ = 320 °С)
461
Улучшение
(¿ = 475 °С)
311
Отжиг в вакууме
(¿ = 800 °С)
-
В
д
6=1
20 — 700
5.24
Отжиг в вакуум¬
ной печи
(¿ = 820 °С,
0,5 ч, 4-650 °С,
0,5 ч)
20
5.21
Без термической
обработки
45
0,45
0,47
0,17
0,0027
0,019
Отжиг (¿=820 °С,
1 ч)
At
ЛГ
5.22
0,44
0,55
0,23
0,0023
0,010
Горячая
прокатка
192
Е
5. 13
—
—
-
—
—
74,9
—
д
6 = 4
5.18
45
-
-
-
-
-
Горячая про¬
катка
68,5
28,5
59
—
Bi
в6
а= Ю“1
« = 3004¬
4-1240
20
5.25
Улучшение
(¿=450- °С)
118
1 1,7
50
311
Без термической
обработки
-
-
-
-
Д
6=1
5.21
Отжиг в вакуум¬
ной печи
(¿ = 820 °С,
0,5 ч-Н = 650 °С,
0,5 ч)
—
—
—
—
—
—
Е
5.16
Ск45
0,45
0,54
0,22
0,0020
0,080
Горячая про¬
катка
В
а=0,003
20—200
5.50
0,46
0,60
0,28
0,022
0,024
Отжиг
-
20
5.10
Горячая про¬
катка
С45
0,44
0,70
0,21
0,021
0,020
Отжиг
35
60
26
60
155
а= 1,54-90
20 — 700
5.30
0,50
0,71
0,32
0,0023
0,010
Нормализация
(¿=830 °С,
0,5 ч)
44
70
26
202
-
а = 0,25 4-40
20
5.5
- 1-1
- 1
1 - 1
- 1
1	-
-
-
-
-
-
а=1,6 |
| 20; 300
1 5.6
50
-
-
-
-
-
Без термической
обработки
д
6=1
20
5.21
Отжиг в вакуум¬
ной печи
(¿ = 820 °С,
0,5 ч, 4-650 °С,
0,5 ч)
5170
0,55—0,60
-
-
-
-
-
1
-
5.8
С60
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
300
5.6
0,62
0,40
0,24
0,025
0,025
Отжиг
36,6
68
23
42
1 1
177
а=1,54-90
20 — 700
| 5.31

£
Продолжение табл. 5.2
Стали и
чугуны
Содержание элементов, %
Предваритель¬
ная обработка
Механические свойства
Твердость,
кгс/мм2
Метод испы¬
тания
Скорость
деформа¬
ции
Темпера¬
тура
испыта¬
ния, °С
N2 рисунка
С
Мп
51
Р
б
ат’
кгс/мм*
0В’
кгс/мм*
«о
НВ
1

5
СкбО
0,57
0,76
0,24
0,0018
0,024
Отжиг
-
-
-
-
-
-
В
а = 8
20
5.10
Горячая про¬
катка
Чугун
-
-
-
-
-
43,5
10
187
а=10“1
«=300-7-1240
5.25
-
-
-
-
-
53,0
1,5
207
7510*
0,10
0,57
0,08
0,052
0,122
Отжиг
(/=680 °С, 6 ч)
32,4
43,8
31,8
63,9
-
117
5.14
Горячая про¬
катка
33,2
46,0
31
59,1
126
Нормализация
(/ = 900 °С, 0,5 ч)
и старение (де¬
формирование
до 8=0,1 4-от¬
пуск, /=200 °С,
2 ч)
10510*
0,12
0,56
0,08
0,009
0,129
Отжиг
(/=680 °С, 6 ч)
22,8
36,6
39,6
69,8
104
-
Горячая прокатка! 22,4 | 41,3 | 33,8 | 61,8 |
| 124
Нормализация
(/ = 900 °С,
0,5 ч) и старение
(деформирова ние
до 8=0,1 +от-
пуск, / = 200 °С,
2 ч)
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.[

со 5.3. Данные для кривых упрочнения термически обработанных
* и горячекатаных углеродистых инструментальных сталей
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная обработка
Метод
испы¬
тания
Скорость
деформации
Темпера¬
тура, °С
№ ри¬
сунка
С
Мп
51
Р
5
У7
0,70
0,17
0,22
0,007
0,023
Отжиг
В
-
20
5.10
Горячая прокатка
—
—
—
—
—
Отжиг
А
ЛМ
5.26
У8А
—
—
—
—
—
Отжиг (/ = 780 °С, 1 ч)
А,
лг
5.22
0,81
0,26
0,24
0,006
0,025
Отжиг
В
-
5.10
Горячая прокатка
У10А
—
—
—
—
—
Отжиг «=770 °С, 1 ч)
А!
лг
5.22
1,01
0,22
0,24
0,020.
0,0*4
Отжиг
—
а=3,4-10“3
5.27
С100^¥1
0,97
0,19
0,20
0,010
0,011
Отжиг
В
2=0,16
5.1 С
Горячая прокатка
0,98
0,17
0,15
0,046
0,026
Отжиг на зернистый цементит
5.28
-
1,0
0,26
0,20
—
—
—
—
5.29
1,00
0,16
0,18
0,005
|0,008
Отжиг
а=0,008
20- 200
5.50
1,10
0,22
0,25
0,010 |
|0,006
Горячая прокатка
-
20
5.10
1,29
0,36
0,19
1
0,007 |
1
10,017
Отжиг
Горячая прокатка
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

5.4. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически обработанных и горячекатаных конструкционных легированных сталей
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод испы¬
тания
Скорость
деформации
Температура
испытания,
°C

№ рисунка
С
Мп
Сг
N1
S1
Мо
Ti
S
Р
ат,
кгс/мм2
ffB’
кгс/мм 2
6, %
ф, %
Твер¬
дость НВ,
кгс/мм2
20Х
0,17
0,53
0,89
-
0,23
-
-
0,015
0,035
Отжиг (¿=820 °C,
1 я)
-
-
-
-
-
Ai
ЛГ
20
5.11
1 5СгЗ
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг
33
В
с = 5- 10“4
40Х
0,42
0,47
1,14
-
0,24
-
-
0,016
0,01
Отжиг (¿ = 820 °C,
1 ч)
-
Ai
ЛГ
5.33
-
-
-
-
-
-
-
-
Улучшение
(¿ = 450 °C)
106
17,3
61
В, В8
а = 10~1
« = 3004-1240
5.25
0,38
0,50
1,0
0,11
0,25
-
-
-
-
Горячая прокатка
-
-
-
228
Е
-
5.13
0,42
0,55
1,0
0,30
0,20
-
-
0,024
0,018
Нормализация
225
Улучшение (¿ = 700,
600, 500 °C)
255,
321 ,
387
45Х
0,47
0,69
0,91
-
0,20
-
-
0,014
0,019
Отжиг (¿=820 °C,
1 ч)
Ах
ЛГ
5. 1
41Сг4
-
-
1,0
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
а=1,6
300
5.6
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Сфероидизирующий
отжиг
38,3
а = 5.10~4
-
5.22
10Г2
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг (¿ = 860 °C,
1 ч)
-
Ai
ЛГ
20
5.33
40ХН
0,41
0,79
1,13
1 ,02
0,17
-
-
-
-
Отжиг (¿ = 860 °C,
1 ч)
-
-
-
-
5.33
16МпСг5
0,15
1,11
0,94
0,18
0,022
0,023
Отжиг на зернистый
цементит
42,3
54,2
32,7
76,2
-
«=0,16
5.34
Нормализация
(¿ = 900 °C, ч)
32,8
66,9
23,4
55,3
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
а=1,6
300,
20
5.6
18CrNil8
0,15
0,45
1
1,98
1
0,96
0,26
0,09
0,015
Отжиг на зернистый
цементит
43,5
57,6
28,8
78,7
г = 0,16
20
5.34
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг
-
-
-
-
5.29
68
69

Продолжение табл. 5.4
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод испы¬
тания
Скорость
деформации
Температура
испытания,
°С

| № рисунка
С
Мп
Сг
N1
51
Мо
Т1
5
Р
гнк/эля
гки/эля
•ао
«о
% ‘Ф
Твердость
НВ,
кгс/ммг
20МпСг5
0,20
1,17
1,16
-
0,29
-
-
0,025
0,035
Отжиг на зернистый
цементит
42,3
54,2
32,7
76,2
-
В
г=0, 16
20
5.34
Нормализация
(/=900°С, 1 ч)
32,8
66,9
23,4
55,3
5.29
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг сфероиди¬
зирующий
-
-
-
-
20МоСг4
0,19
0,81
0,45
-
0,33
0,48
-
0,017
0,019
Отжиг на зернистый
цементит
42,3
58,5
27,9
73,8
а=0,1-7-90
20 —
700
5.34
Нормализация
(/ = 860°С, 1 ч)
46,8
77,4
23,8
51,9
5.35
42МпУ7
(0,10% V)
0,45
1,80
-
-
0,21
-
-
0,020
0,016
Отжиг сфероидизи¬
рующий
42,5
67,2
26,3
54,5
50Ы1Сг13
-
—
-
—
—
—
-
-
Отжиг сфероидизи¬
рующий
—
-
-
—
—
5.29
58СгУ4
(0,09 %У)
0,61
0,86
0,98
-
0,26
—
—
0,028
0,029
Отжиг на зернистый
цементит
41,2
65,5
28,5
63,2
г =0,16
5.28
18ХГТ
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг (/=860 °С,
		1 ч)

-
-
-
-
А1
ЛГ
5.33
В
20
0,25
1.0
0,80 |
0,13
0,20
—
0,11
0,025
0,023
Нормализация
170
Е
5.13
ЗОХГТ
| 0,28
| 0.95
| 1,20
| 0,10
0,23 |
1 - 1
| 0,12
0,028
0,015
Нормализация
196
ЗОХГСА
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Улучшение
*оТп=540 °с
125
13,5 |
51
-
В1 ,
в8
а= Ю'1;
о = 300ч-1240
5.25
-
-
-
-
-
-
-
-
-
—
-
-
-
В
ЛМ
0 = Ю-т-200;
в= 1 00
5.36
12Х1МФ
(0,29 % V)
0,11
0,59
1,03
-
0,24
0,26
-
-
-
Нормализация
(/ = 960 °С), отпуск
(/ = 740 °С)
Д
-
5.37
18ХГСН2М
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
5.19
ЗОХСНВФА
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Улучшение
«отп=3°° ’с>
477
В1
Вз
а= 10-1:
0 = 300-7- 1 240
5.25
56Ы1СгМоУ7 |
—
- 1
- 1
—
- 1
- 1
- 1
- 1
—
Отжиг сфероидизи¬
рующий
-
52
-
-
-
В
а=5-10—4
5.11
165СгМоУ46 |
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
1 - 1
1 - 1
- 1
46
40ЬИСгМо15 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
—
-
-
5.29
X Сг Мо 5	|
0,03 |
0,05 |
4,0 1
- 1
0,05 |
0,52 |
- 1
- 1
—
Отжиг
Х41СгМоУ51 1
(0,45 %У)	|
0,40 |
0,24 |
4,93 |
1
0,84 |
1,25 |
-1
0,07 |
0,013
Отжиг на зернистый 1
цементит	|
27,2
63,5
29,0
| 72,5
г=0,16
5.28
Примечание. Пояснения по маркам сталей см. на с. 3, 4.
70
71

5.5. Данные для экспериментальных кривых упрочнения горячекатаных и термически обработанных аустенитных и других высоколегированных сталей
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод испы¬
тания

Скорость
деформа¬
ции
Темпера¬
тура испы¬
тания, °С
№ рисунка
С
Мп
S1
Сг
N1
Т1
Мо
Р
S
S
S
Ö £
а
д
м й
Ö X
% ‘s9
%
а
д
CQ U
07X16Н6
0,07
0,34
0,40
16,0
7,40
-
-
0,017
0,06
Нормализация от
/=1000°С
—
-
-
-
-
В
-
20
5.43
Х12СгЫ117.7
(сорт А)
0,09
0,53
0,29
17,23
7,85
—
—
0,020
0,04
-
Д
а = 0,1
20 — 140
20-50
5.48
5.49
в
20
5.50
Х12СгМ1 17.7
(сорт В)
0,10
0,54
0,33
17,19
7,84
—
—
0,016
0,008
Д
20—140
20—30
5.48
5.49
в
20
5.46
Х5СгЫ118.9
0,06
0,8
0,65
18,5
10
-
-
-
Закалка
30,5
5.8
-
-
-
-
-
-
-
-
-
а = 5-10-4
5.11
12Х18Н9
0,09
1,47
0,37
16,7
7,80
-
-
-
-
Нормализация
-
-
5.42
5.43
<0,12
<2,0
<0,8
17,0 —
19,00
8,0¬
10,0
-
-
<0,035
<0,020
Закалка в воде от
*= 1050°С
Закалка в воде от
/= 1050°С, осад¬
ка в холодном сос¬
тоянии до е =
—6,5%, старение
(* = 800°С, 10 ч)
20—150
5.41
Х12СгЫ118.8
0,094
1,20
0,46
18,86
9,71
-
-
0,024
0,022
Гомогенизирую¬
щий отжиг, закал¬
ка в воде от / =
= 1050°С
22,9
57,0
65,0
79,8
а=0,16
20
5.45
-
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
5.42
Х10СгЫ1Т118,9
0,046
1,49
0,51
17,81
11,15
0,65
-
0,024
0,06
Закалка в воде от
/= 1050°С
в
а=0,003
20 — 200
5.50
0,072
1 ,42
0,50
18,0
10,30
0,59
-
0,025
0,026
Гомогенизирую¬
щий отжиг, закал¬
ка в воде от / =
-=1050°С
25
58,9
51,0
73,1
а = 0,16
20
5.45
-
-
-
-
-
-
-
-
—
Закалка
-
-
-
-
-
5.8
72
73

Продолжение табл. 5.5
Стали
Содержание элементов. %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод испы¬
тания

Скорость
деформа¬
ции
Температу¬
ра испыта¬
ния, °C
№ рисунка
С
Мп
SI
Сг
Ni
Ti
Mo
P
S
а
S
кгс/мм2
б5. %
•э-
НВ’
кгс/мм2 I
12Х18Н9Т
0,09
1,32
0,68
17,97
9,45
0,46
-
-
-
Закалка в воде от
/=1050°С, 0,5 ч
-
-
-
-
At
ЛГ
5.42
0,1
1,6
0,6
17,8
8,8
0,52
-
-
-
Закалка в масле
от /=1100°С
-
-
-
-
В
-
20 — 700
5.44
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
197
Ai
ЛГ
20
5.1
-
-
-
-
-
-
-
-
24,5
54,7
67
' 34,5
-
А
лм
5,26
12Х18Н10Т
0,10
1,6
0,6
18,0
10,0
-
-
-
Нормализация
-
-
-
-
-
-
5.43
X8CrNiT118.10
0,12
1,50
0,20
17,50
9,90
0,72
-
0,011
0,023
Закалка в воде от
/=1050°С
21,3
53
61,5
70
В
а=0,1;
1 ,5, 90
20 — 800
5.51
X8CrNiT118.12
0,08
1,60
0,49
17,43
12,95
-
-
0,16
0,008
-
-
-
-
-
-
В
а = 0,1
20
5.46
д
5.47
X12CrN118.16
0,040
0,76
0,46
—
-
-
-
0,070
0,014
Гомогенизирую¬
щий отжиг, закал¬
ка в воде от / =
= 1050°С
19,6
50,5
52,5
77,4
В
а = 0,16
5.45
3042
0,026
1 ,72
0,54
19,02
10,80
-
-
0,026
0,05
Отжиг при 1 =
= 1200°С в арго¬
новой среде, ох¬
лаждение с печью
до 700°С (всего 2
ч), охлаждение в
воде
-
-
-
Е
а = 4,5ч-
4-Ю-з; 44
64— 1230
5.52
X5CrNiMol8.10
0,052
1,53
0,57
17,90
11,72
2,25
0,033
0,021
Гомогенизирую¬
щий отжиг, закал¬
ка в воде от /=
= 1050°С
24,3
57,1
58,5
78,7
В
г=0,16
20
5.45
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Закалка в воде от
/ = 1080°С
-
-
-
-
-
5.8
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
5.42
10X17H13M2T
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Закалка в воде от
/=1100°С
141
А,
ЛГ
5.33
X10CrNiNbl8.9
0,08
1,40
0,57
18,21
10,90
-
-
0,02 4
0,028
-
26,9
63,8
50,0
69,8
а = 0,16
5.45
XIOCrNiMoTi
18.10
0,071
1 ,90
0,62
17,64
11,92
0,45
2,25
0,0024
0,018
25,2
59,5
50,0
72,5
74
75

Продолжение табл. 5.5
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод испы¬
тания
Скорость
деформа¬
ции
Температу¬
ра испыта¬
ния, °С
№ рисунка
С
Мп
Si
Сг
Ni
Ti
Мо
р
S
ат.
кгс/мм2
°в.
кгс/мм2
ба, %
% *ch
S
, S
5: £
Х2Ы1СоМоТ1
18.85 (7,41%Со)
0,020
0,05
0,11
0,06
18,56
0,045
4,75
0,006
0,006
Гомогенизирую¬
щий отжиг, закал
ка в воде от / =
= 1050°С
78,8
102,7
13,1
72,5
-
В
-
20 — 700
5.28
5.44
20Х23Н18
—
—
—
—
—
—
—
—
—
Закалка в масле
от /=1100°С
Х5Сг№5125.20
-


-
-
-
-
-
-
-
Закалка
20
5.8
40X13
0,36¬
0,45
<0,8
^0,8
12.0 —
14,0
—
—
—
0,030
0,025
Отжиг
30,0
64,0
13,0
57,0
А
ЛМ
5.26
37Н25
0,37
—
—
—
25,2
—
—
—
—
Закалка в воде от
*=1150°С
-
-
-
-
-
Д
-
5.53
80Н25
0,60
—
—
—
25,1
—
—
—
—
Нагрев в вакууме,
15 мин; диаметр
зерна ¿3=26 мкм
60Г13
0,60
13,6
—
—
—
—
—
—
—
Закалка в воде от
( = 950°С (нагрев
в вакууме), диа¬
метр зерна ¿з =
=15 мкм
— 1964¬
400
5.54
75Г13
0,75
13,6
—
—
—
—
—
—
—
110Г13
1,10
13,6
-
-
-
-
-
-
-
Закалка в воде от
< = 950°С (нагрев
в вакууме, выдер.
жка 15 мин), Ди¬
аметр зерна ¿3 =
= 3 мкм
5.55
Закалка в воде от
/=950°С (нагрев
в вакууме, выдер -
жка 1,5 ч), диа¬
метр зерна ¿3 =
=180 мкм
С высоким содер¬
жанием марганца
- 1
1 15 |
1 - 1
-
1 - 1
1 - 1
1 -
1 - 1
1 ~
-
20
1
5.66
- 1
| 24
1 — 1
1 - 1 -
1 - 1
1 ~ 1
1 —
1 ~
— 1
30 1
— 1
- 1
- 1
- 1
— 1
—	1
—
20X13
0,17
0,58
1 -
12,58
1 -
1 -
1 -
1 -
Отжиг (( = 870°С,
1 ч)
Ai
лг
5.33
Х10СГ13
0,20 '
0,64
| 0,40
14,04
1 -
1 -
1 -
| 0,012
0,017
Отжиг
41,5
59,5
28,7
66,5
В
а=0,14-90
20 — 700
5.32
0,08 |
0,40 |
0,40 1 13,5 | 0,3 1	—	|	—	1
- 1
' —
Отжиг

-
-
-
-
1
| 5.29
- 1
1 - 1
— 1
- 1
- 1
— 1
— 1
— 1
—
-
а = 5- 1 О-4
20
5.1 1
" 1
1 - 1
1 -
1 -
1 -
1 - 1
i -
1 -
1 -
-
5.42
ХЮСгАИЗ
1 -
1 -
1 - 1
1	—
1 -
1 - 1
1	—
—
1 -
—
5.8
14Х17Н2-Ш
0,11 —
0,17
^0,8
<0,8
16,0 —
18,0
1,5 —
2,5
—
—
—
—
Закалка в масле
от 1 = 102 0°С, от¬
пуск, ¿=350°С,
1 ч

д
20—600
5.56
Х8Сг17
I 0,017) 0,31
I 0,43 |
—
1	—
1 -
1 —
| 0,033|0,008
Отжиг
в
20 — 200 | 5.50
Х8СгТП7	|
1 - 1
1 - 1
1 - 1
' - 1
\ - 1
1 - 1
1 - )
1 - 1
1 -
—
20
5.8
Х8СгМэТП7
| 0,055
| 0,34
| 0,27
| 17,20
1 -
| 0,71
1,86
1 -
1_^
Отжиг
5.9
Х22Сг№17

1 — i
1 -
1 -
1 -
1 —
1	—
1 -
1 - 1
1	—
—
5,42
Х10СгА124
1 -
1 -
1 -
1 -
-
1 - 1
- 1
- 1
-
-
5.8
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
76
77

5.6. Данные для экспериментальных кривых упрочнения горячекатаных и термически
обработанных легированных инструментальных и шарикоподшипниковой сталей
Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические
свойства
| Метод испыта¬
ния
Скорость
деформа¬
ции
Температура
испытания, °С
| № рисунка	J
С
Мп
Si
Сг
W
V
N1
Си
S
Р
°т’
кгс/мм’
°В’
кгс /мм1
ю
% ‘Ф
Х12Ф1
7X3
5ХНВ
9ХС
1,58
0,68
0,56
0,92
0,23
0,31
0,63
0,36
0,17
0.25
0,16
1,27
11,9
3,7
0,71
0,98
0,64
0,33
0,25
1,56
0,22
0,20
0,020
0,025
0,032
0,023
0,026
0,020
0,030
0,025
Отжиг
-
-
-
-
В
а=34-10“3
20-800
5.38
ЗХ2В8Ф
ХВГ
0,38
0,95
0,95 —
1,05
0,34
1,05
0,80—
1,10
0,18
0,28
0,15 —
0,35
2,46
0,98
0,90 —
1,20
7,93
1 ,32
1,20 —
1,60
0,45
0,21
0,19
0,18
0,024
0,025
0,025
0,030
Горячая прокат¬
ка
42
75,9
72,1
25
57
А
В
д
ЛМ
а=3,4-10~3
6=4
20
20-800
5.26
5.38
5.18
ШХ15
PÔM3
(3,0-3,6%
Mo)
Р12
0,95—
1,05
0,85—
0,95
0,8 —
0,9
0,20—
0,40
<0,4
<0,4
0,17¬
0,37
<0,5
<0.5
1,30—
1 .65
3,0¬
3,5
3,1 —
3,6
5,5¬
6,5
12,0 —
13,0
2,0 —
2,5
1,5¬
1,9
<0,30
<0,4
0,4
<0,25
<0,030
<0,030
<0,030
<0,030
35,8
71
30
58,9
А
Е
ЛМ
6=1,7
20
5.26
5.17
Р18
105Сг4
0,7¬
0,8
1,05
<0,4
1,0
<0,5
0,2
3,8 —
4,4
0,55
17,0—
18,5
1,0¬
1 ,4
0,4
—
<0,030
<0,030
Отжиг
42
75,9
25
57
А
ЛМ
5.26
5.29
Х210Сг2
1,98
0,35
0,34
11,69
—
0,021
0,021
Отжиг на зер¬
нистый цементит
(¿ = 860 °С, 12 ч,
охлаждение
с печью)
27,8
77,0
13.4
21,2
В
г=0,16
5.28
ЮОСгб
80CrV3
1,10
Со<
1
0,30
этветст
1
0,23
вует mî
1	1
1,40
фке ст
1
али 8Х
1	1
:ф
1
—
—
0,019
0,013
Отжиг сферои¬
дизирующий
43
79
23
43
д
0=0,14-90
20—700
20
5.39
5.40
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

5.7. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически обработанных
и горячекатаных меди и медных сплавов

Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка и другие
данные, характери¬
зующие материал
Метод испы¬
тания
Скорость
деформации
Температура
испытания, °С
№ рисунка
Си
2п
5п
РЬ
N1
Ре
51
Мп
А1
5Ь
Медь
99,99
-
¿3 = 0,021-7-0,909
мкм
Д
-
20
5.90
-
Отжиг в вакууме (/ =
= 410°С, 24 ч, ¿3 =
=0,029 мкм)
а=0,16
5.91
Отжиг в вакууме (/ =
= 700°С, 24 ч, ¿3 =
=0,041 мкм)

Отжиг в вакууме (< =
= 1000°С, 5 ч, ¿3 =
= 0,30 мкм)
Отжиг в вакууме (/ =
= 995°С, 47ч, ¿з =
= 3,3 мкм)
-
-
Во
в=0,09-7-18,7
5.92
М2
99,99
—
—
—
—
—
—
—
—
—
| Отжиг (/ = 540°С, 1ч)
А1
ЛГ
5.93
Медь
99,9
-
-
-
-
-
-
-
-
-
¿з =20, 30, 80 мкм
В
0=8-10-44-
4-6-102
5.94
Электромедь
—
-
1	-
Д
6=2
5.75
—
| Отжиг
Б
—
5.94
-1
[Прессование, ат=6,5
1 кгс/мм2
В
а=5-10-4
5.11

Продол жение табл. 5.7
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка и другие
данные, характери¬
зующие материал
Метод испы¬
тания
Скорость
деформации
Температура
испытания, °С
№ рисунка
Си
2п
8п
РЬ
N1
Ре
51
Мп
А1
8Ь
Электролитиче¬
ская медь
-
—
-
-
—
1
—
5.95
—
—
-
—
—
—
-
—
—
—
| ¿3 = 50 мкм
1 д
1	-
— 1954¬
4-220
5.98
Медь высокой
чистоты
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Во
а = 5- 10-4-?
4-2,5- 102
18 —
— 800
5.96
—
Горячее деформиро¬
вание
1 Д
20
5.97
—
Отжиг в вакууме
в
ЛМ
5.68
Медь технически
чистая
-
Отжиг в вакууме
5• 1 0~° мм рт. ст.
(/ = 700°С, 5 ч)
а = 8-10-4
5.69
—
—
Е
—
5.17
Латуни:
Си2п15
-
1
Д
6=2
5.75
СиИпЗО
—
1 -
—
Л63
—
Отжиг в вакууме (/ =
= 600°С)
В
—
20 —
— 700
5.24
—
-
—
Д
20
5.20
—
—
—
—
—
—
—
—
—
—
Отжиг и = 600°С, 1ч)
Ах
ЛГ
5.93
МэбЗ
62—65
Ос¬
таль¬
ное
<0,1
<0,2
0,5
<0.2
-
<0,1
<0,1
-
-
в6
-
5.9
5.99
МзбО
59,5—
62
Ос¬
таль¬
ное
<0,2
<0,3
0,5
<0,3
-
<0,2
<0,1
-
5оМз59
57—62
Ос¬
таль¬
ное
<0,5
<0,8
2 — 3
<0,5
-
1,5 —
— 2.5
0,3 —
— 1,5
-
Си2п37
—
Отжиг
В
а = 5-10~4
5.77
СиИпЗб
—
—
а=2,5
18 —
— 800
5.100
ЛС59-1
—
Отжиг
А
г=0,14-1 ,0
20
5.65
-
-
ат = 1 1 ,4 кгс/мм2;
0^=37 кгс/мм2, 65=
= 13.7%; ф = 49%
ЛМ
5.26
—
—
Д, Е
—
5. 17;
5.20
ЛС59-1В
60,96
—
—
1, 2
—
—
—
—
—
—
Отжиг (/ = 600°С, 1ч)
А,
ЛГ
5.93
МзбОРЬ
59,5 —
— 62,0
-
<0,2
0,34¬
4-3,0
-
<0,3
-
<0,2
-
<0,1
-
В
-
5.9;
5.99
Си2п3181
—
Отжиг
Д
5.101
О-8оМз57Р45
57
—
-
в6
5.99
О-8оМз57Р60
—
СиЫП82п20
—
Отжиг
В
а=5-10~4
5.77
Бр 52
—
—
—
—
—
—
—
—
—
ат = 39,6 кгс/мм2;
ад=54,4 кгс/мм2;
65=33,8%; ф=56,4%
А
ЛМ
5.26
БрАЖ9-4
-
<Ут = 20,8 кгс/мм2;
а^=59 кгс/мм2; б5=
= 35%; ф = 46%

Продолжение табл. 5.7
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка и другие
данные, характери¬
зующие материал
Метод испы¬
тания
Скорость
деформации
Температура
испытания, °С
№ рисунка
Си
2п
Бп
РЬ
N1
Ре
Б1
Мп
А1
БЬ
Бронза
98,73
-
1,27
-
- 1
1 -
—
¿3= 50 мкм
Д
а=1,6-10~4
-195-7¬
450,22
5.98
99,83—
95,1
0,17 —
4,90
-
Бронзы:
СиБп8
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-	1
! в
а = 5,0-10—4
20
20
5.77
-
Отжиг
д
-
5.101
ОБпВгЮ
89—91
-
9 — 11
<1
<1
-
-
-
-
0,25
В
5.102
О-БпВг12
Осталь¬
ное
-
12
1.5
-
-
-
-
-
О-БпВг14
85 — 87
13—15
1
1
-
-
-
-
0,25
О-БпВа16
Ос¬
таль¬
ное
16
1.5
-
-
-
-
-
О-БпРЬВгб
-
10
5
4,0
-
-
-
О-БпРЬВа15
-
10
15
1.5
-
-
-
-
О-БпРЬВ г20
-
5
22
-
-
1
-
1
О-БпРЬВг25
-
1
29
-
-
-
-
-
О-№А1ВгР50
78 — 82
—
<0,2
<0,1
4,0 —
6,5
4 — 6
-
<1.5
7,8 —
9,8
—
О-Ы1А1ВгР60
77 — 81
-
<0,2
<0.1
4,0 —
6,5
4 — 6
-
<1,5
8.8 —
10,8
-
84 — 86
4 — 6
4 — 6
4 — 6
<2
<0,3
-
-
—
0,35
СиА14
-
д
6=2
5.75
СиА17
-
-
Отжиг
-
5.101
СиАНОРе
-
5.94
СиСг (Сг = 0,5%)
-
-
-
-
-
-
-
—
—
—
Б
Сплавы меди с
никелем и цин¬
ком:
Си —N1
75,53
—
—
—
24,28
—
—
—
—
—
Горячее деформиро¬
вание
д
5.97
N$65.12
65
-
-
-
12
-
-
-
-
-
-
В6
Б
5.103
N$62.18
62
Ос¬
таль¬
ное
№62.18РЬ
-
2
18
-
-
-
-
-
N$57.12
57
-
-
-
12
-
-
-
-
-
Сплавы меди с
никелем и крем¬
нием:
СиЖ1Б1
-
-
-
-
0,8 —
1.3
—
0,4 —
0,6
—
—
—
5.95
Си N¡251
-
-
-
-
1,7 —
2,1
-
0,5 —
0,7
-
1
-
5.94
5.95
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

5.8. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически обработанных и горячекатаных алюминия и алюминиевых сплавов
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод ис¬
пытания
Скорость
деформации
Темпера¬
тура ис¬
пытания,
°С
№ рисун¬
ка
А1
Си
Мп
Mg
Si
Fe
Zn
Cr
Ti
>
кгс/мм*
ав’
кгс/мма
б, %
А1 99,995
99,995
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг (/ = 550 °С, 3 ч)
-
-
Е
о = 2,4- 10~3;
0,12
-1964-564
5.72
А1 99,99
99,99
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг, ¿3=150 мкм
19,15
Д
а=1,67-10“1
— 1754-80
5.72
99,99
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг, ¿а = 440 мкм
20
А1 99,5
99,50
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг,	¿з = 30 4-
■4-120 мкм
-
В
-
— 1804-20
5.74
99,5
-
-
-
-
-
-
-
Рекристаллизацион¬
ный отжиг
Д
6 = 2
20
5.75
99,5
0,01
0,026
0,033
0,092
0,23
0,01
-
-
Рекристаллизацион¬
ный отжиг (/ = 400 °С,
3 ч)
в
а = 0,25;
40; 63
20—480
5.76
99,5
-
-
-
-
-
-
-
-
Прессование
4,0
а=5- 10“4
5.11
99,5
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг
-
5.77
99,5
-
-
-
0,15
0,28
-
-
-
2,7
7,9
34
-
5.82
А1 99,4
99,4
0,01
0,017
0, 048
0,49
-
-
-
-
-
-
-
-
6 = 0,094-20,6
5.78
Алюминий тех¬
нически чис¬
тый
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Е
а = 0,02
20 — 650
5.79
АД1
Осталь¬
ное
0,009
-
-
0,16
0,25
-
-
-
Отжиг (/ = 340 °С, 1 ч)
Ах
ЛГ
20
5.73
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
д
-
5.21
АД31
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг
в,
а = 80
350; 450
5.80
АМг2М
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Ai
ЛГ
20
5.73
АМгб
-
-
-
-
-
-
-
-
-
в7
а = 80
350; 450
5.80
84

Продолжение табл. 5.8
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Механические свойства
Метод ис¬
пытания
Скорость
деформации
Темпера¬
тура ис¬
пытания,
°С
S
о.
£ а:
Al
Cu
Mn
Mg
Si
Fe
Zn
Cr
Ti
ат,
кге/мм’
ав’
кгс/ммг
б, %
Сплавы:
А1Мп
0,014
0,094
0,09
0,11
0,27
0,01
0,14
-
-
Рекристаллизацион¬
ный отжиг (¿ = 420 °С,
3 ч)
-
-
-
В
а=0,25;
4,0; 63
20 — 480
5.81
AlMg 1
-
-
0,1
0,9
-
—
-
-
-
Отжиг
5,1
12,0
27
-
20
5.82
AlMg 3
-
-
0,30
2,7
-
—
0,05
-
-
9,5
19,5
20
AlMg 4
-
-
0,3
4,1
-
-
0,05
-
-
12,5
23,4
20
AlMg 4,5
-
0,036
0,04
4,83
0,15
0,22
0,01
0,14
-
Рекристаллизацион¬
ный отжиг (¿ = 420 °С,
3 ч)
-
-
-
а = 0,25;
4,0; 63
20 — 480
5.83
AlMgMn
-
0,065
0,81
2,45
0,12
0,18
<0,01
-
0,002
-
5.84
AlMg 4,5 Mn
-
0,01
0,77
4,41
0,10
0,16
0,01
0,13
0,002
5.85
AK6
-
-
-
-
-
-
-
-
-
а= 80
20
5. 80
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Bi, В8
в=104-20;
>100
5.36
AK8
-
-
-
-
-
-
-
-
-
В
а = 80
350; 450
5.80
Д16
-
-
-
-
-
—
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг
А
6 = 2;
в=6,254-50
20
5.86
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Д
-
5.20
AlMgSil
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Волочение + улучше¬
ние
В
а=5 - 10~4
5.77
АБМц
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
г= 5;
6 = 254-30
20—400
5.87
AlCuMg
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Закалка в воде от ¿=
=490 °С (выдержка
при нагреве 2 ч)
Закалка в воде от
¿ = 4 90 °С,	отпуск
(¿ = 140 °С, 2 ч)
Д
-
20
5.88
AlCuMg 2	1
- 1
—
—
- 1
- 1
—
- 1
- 1
Отжиг
в
| а=5-10-4
5,77
AlZnMgCu 1,5|	—	|
- 1
- 1
- 1
1 - 1
- 1
- 1
1 - 1
—
—
34,6
Д
1	-
5.80
	1
94,2	|
3,8 1
- 1
- 1
0,60 )
0,61 I
- 1 - 1
—
Отжиг (¿=400° С, 1 ч)
-
Ai
|	ЛГ
5.73
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
- 1
1 -
Отжиг
В | г=0,14-1 ,0
5.65
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
86
87

5.9. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически обработанных и горячекатаных титана и титановых сплавов
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка и другие
данные, характери¬
зующие материал
Механические свойства
Метод
испытания
Скорость
деформации
Темпера¬
тура ис¬
пытания,
°С
| № рисунка
ат ’
кгс/мм2
5
2
«"и
Ь X
% ‘Ф 1
б. %
ЯУ,
кгс/мм2
Т1
А1
V
Сг
5п
Ре
С
н2
И2
о2
Титан	высокой
чистоты
99,969
-
¿а= 22 мкм
-
-
-
-
-
Д
6=0,51
— 196
5.104
Т1 99,8
99,8
—
Прессование
В
—
20
5.122
Титан технически
чистый
99,665
—
¿3= 16 мкм
д
6 = 0,51
— 196
5.104
Т1
(сор т 1)
-
-
-
-
-
0,04
0,02
0,005
0,01
0,04
Отжиг (/ = 650 °С,
15 мин, высокий ва¬
куум)
35
42
21
34
196
в,
а=4-10“34-103
20
5.105
а=0,254-16,0
20— 1000
5.106
Т1 (сорт 2)
0,15
0,02
0,005
0,02
—
61
66
19
30
274
а=4- 10-34-103
20
5.105
—
1	-
-
-
-
-
-
-
-
-
—
Горячая прокатка
-
-
-
-
-
В

I а=16
20
5.107
Сплавы :
ОТ4
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Отжиг (/ = 780 °С,
2 ч, вакуум 10“4 мм
рт. ст.)
А1
ЛГ
5.111
¡-
-
Отжиг (/ = 750 °С,
1 ч)
Д
а=2,7-10~3 4¬
4-4- 102
20- 1000
5.108
ВТ8
1
а=2,7-10“3^
4-4-10-2
20— 1000
5.108
ВТ14
а=2,7.10~3^
4-4- 10-2
20 — 1000
5.108
ВТ16
(5,0 % Мо)
-
-
-
-
-
-
-
—
—
-
Отжиг (/=780 °С, 2 ч,
вакуум 10~4 мм рт.
ст.)
А1
ЛГ
20
5.111
—
Отжиг
-
-
-
-
-
В
г=0,14-10
20
5.65
87,6
-
4,5
—
—
-
0,1
—
-
-
Отжиг (/ = 800 °С,
1 ч, вакуум 10“4 мм
рт. ст)
а=3,3.10~34-
4-3,3-10-2
-1 964-900
1
5.109
1

Т1А155п2,5
Осталь¬
ное
5,1
-
-
2,5
0,06
0,03
0,01
0,03
0,1
Отжиг (/ = 800 °С,
30 мин, высокий ва¬
куум)

73
83
19
34
352
а = 0,254-16
20 — 1000
5.110
317»)
—
5,0
—
—
2,5
—
—
—
—
—
—
—
-
—
-
-
Д. В
а = 7- 10~5
20
5.114
Т1А16У4
-
6,4
4,0
-
-
0,14
0,05
0,01
0,015
0,1
Отжиг (/ = 650 °С,
2 ч, высокий вакуум)
87
104
1 1
28
361
В
а = 0,254-16
20- 1 000
5.110
Т1У1 ЗСг11А113
Осталь¬
ное
13,6
14,1
10,6
-
0 ,27
0,02
0,014
0,03
0,1
Отжиг (/ = 700 °С,
30 мин, высокий ва¬
куум)
82
102
14
33
365
5.112
Т1А18Мо1У1
(0,9 8 % Мо)
7,1
1,05
-
-
0,03
0,02
0,002
0,02
0,01
Отжиг (/=800 °С, 2 ч)
84
101
16
42
373
20 — 1200
5. 113
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
88
89

5.10. Данные для кривых упрочнения сталей, предварительно
деформированных в холодном состоянии

Стали
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка
Степень предвари¬
тельной деформации,
%
Метод испы¬
тания
к
S
о.
<2! «
С
Мп
Si
Сг
S
Р
10
0,13
0,40
0,20
0,05
0,03 2
0,019
Волочение
13
Е
5. 13
С15
—
—
—
—
—
—
Растяжение
14,1
5.62
20
0,21
0,60
0,23
0,10
—
—
Волочение
13
5.13
40Х
0,40
0,60
0,21
0,90
0,022
0,019
А12
0,14
0,75
0,25
0,1
—
—
А, (М)
5.59
55С2
0,56
0,74
1 ,64
0,1
—
—
S142
-
-
-
-
-
-
1,5; 2,5; 5,2;
12,4;18
Б (М)
5.60
-
-
-
-
-
-
Осадка
1,3; 2,6; 5,4;
10,1; 20
Д (М)
5.61
St70
-
-
-
-
-
-
Волочение
1 ,2; 2,5; 5,0;
10, 15
Б (М)
5.62
Осадка
1,1; 2,5; 5,4;
10,5; 20,8
5.61
St42
-
-
-
-
-
Волочение
1,5; 5,2; 12,4;
17,9
Д (Н)
5.57
St70
—
—
—
—
—
—
1,2; 2,5; 5,0; 10
Y1 (334)2
Примечания.
0,006
1. Услов
0,0 1
1ные обе
2,90
»значени
я см. на
i С. 3, 4
-
55
5.58

5.11. Данные для экспериментальных кривых упрочнения термически
обработанных и горячекатаных никеля и его сплавов для пруткового
материала при нормальной температуре
Материал
Предварительная обработка
и другие данные,
ха рактеризу ю щие
материал
Метод
испыта¬
ния
Скорость
деформа¬
ции
№ рисун¬
ка
N¡99,9%
</3=0,0584-0,685
Д
—
5.90
N¡99,8%
Отжиг
в6
0=5-1 О-4
5.77
Никель электролитический
Горячее деформирование
д
—
5.97
ЭИ437А, ХН77ТЮР, ХН70ВМТЮ
Горячая прокатка
В
6= 10
5.115
Сплав Ш-Си (77,52% N1:
22,30% Си)
Горячее деформирование
д
5.97
Сплав №-Си (52,40% Ш;
47,50% Си)
Сплав N1 Си 30 Ре
Отжиг
В6
а=5-10“4
5.103
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
5.12. Данные для экспериментальных кривых упрочнения пластичных
и сплавов, полученных по результатам испытаний в особых условиях
Материал
Предварительная
обработка
Метод 1
| испытания)
Скорость
деформации
Темпера¬
тура
испыта¬
ния, °С
к
о
X
.о> са
Ъ X
Свинец технически чи¬
стый С2
Деформация, е = 60%
Д
6 = 4
150
5.135
Литье
|300, 31 5| 5. 131
6=1; 4	|
| 20, 200
5.132
Свинец
6= 1
|	315
Деформация, е = 30%
Деформация, е = 60%
6 = 4
150; 315
20; 100
Прессование
Во
-
20
5.33
Прессование, отжиг (/ =
= 100°С 12 ч)
В7|
а= 14-30	1
0—40 |
| 5.34
Олово
Деформация в холодном со¬
стоянии е = 60%
д
6=4
1 125
| 5.135
Алюминий А-85
Литье
д
6 = 4
550
| 5.131
-
Деформация в холодном со¬
стоянии, е = 60%
625
5.135
Сплав эвтектоидный
2п—А1	(20%	А1,
80% 2п)
Закалка в воде от 350°С
6= 1	1275—300
1 5.131
Отжиг, ¿ = 380°С
Е
о = 6,3- 10~4
|	275
5.136
Закалка в соленой воде ¿-ста¬
рение при 20°С в течение
40 ч
а = 5- 10~3
I 225
а = 1 - 10~2
1	20
Сплав эвтектический
Бп — РЬ
Прессование при ¿ = 20°С
до е = 30, 60 и 80%
д
6 = 4
|40; 120,
|	160
5.137
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
91

5.13.	Данные для экспериментальных кривых упрочнения труднодеформированных
и редкоземельных металлов и сплавов
Материал
Содержа¬
ние
основного
элемента,
%
Предварительная
обработка и другие
данные, характеризую¬
щие материал
Механические свойства
Метод	1
| испытания I
Скорость деформации
Темпера¬
тура
испытания,
°С
№ рисунка
гин/элм




а
а
о ж
•о
1 ф, %
а
а
£
Магний
99,8
Прессование
-
-
-
—
Во
—
1 20
| 5.124
Молибден
99,95
Отжиг (/ = 950 °С, 1 ч вы¬
сокий вакуум)
“ЙГ
221
В1
о = 2,0
20—1600 |
5.125
Сплав молибдена ВМ1
-
Отжиг
—
—
В
2=0,14-1,0
|	20	| 5.65
Вольфрам
99,96
Отжиг (/= 1050 °С, 1 ч вы¬
сокий вакуум)
~69~
474
В1
о = 2,0
400—1600
5.126
Сплав вольфрама ВА
-
Отжиг

—
—
В
2=0,14-1,0
20
5.65
Тантал
99,8	|
Отжиг (/= 1200°С, 1 ч вы-|29,9
сокий вакуум)	1
35,7
32
62
176
В1
а —4-10~34-103
5.127
Ниобий
99,86
1 Отжиг (/= 1200 °С, 1 ч вы-123,6
| сокий вакуум)	1
32,5
34
75
172
а = 4- 10~34-103
20
5.128
1
| Прокатка
-
-
-
-
-
а=16,0	|
1	20	|
5.107
Уран	|
1	-	1
[ Отжиг
В I	0 = 0,254-16,0 |
20—1000 1
5. 129
Серебро
—
Отжиг (вакуум 2 ч, диаметр
зерна </3 = 0,025 м)
а = 4 • 1 0—34-10~1
— 1 964-25
5.130
Цинк:
Ш
99, 995
99, 9
Отжиг в кипящей воде
А,
лг
20
5.120
99,995 !
99,9	|
| Прессование
В
-
5.123
5.121
Цирконий
99,974 |
99,840 |
¿3= 18 мкм
¿З=33 мкм
Д_
—196
5, 104
99,3	|
Отжиг (/ = 750 °С, 15 мин,
высокий вакуум)
37
431
23 |
2 8|
174
В!
а = 0,25-~16; 40
0=16
20—1000
5,117
5.118
Сплав циркония циркалой-2
(1,4% 8п)
98,35 |
Отжиг (/ = 750 °С, 15 мин,
высокий вакуум)
—
-1
—
а = 0,25;4,0; 16
5.119
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

5.14.	Данные для кривых упрочнения предварительно деформированных медных
сплавов, у которых предварительная деформация в холодном состоянии
и последующая (при испытании) имеют противоположные знаки
Сплав
Содержание основных
легирующих
элементов, %
Предварительная
обработка
Степень дефор¬
мации при
предваритель¬
ной обработке,
%
1 Метод
испытания
X
X
а
■о< Св
£ X
А1МёЗ
-
Волочение
1—20
В
Б
5.77
5.138
Осадка
1—19,9
д
5. 139
Медный сплав
Си —Сг
Сг=0,5
Отжиг, волочение
-
Б
5,94
Си N1 151
51 = 0,44-0,8
N1 = 0,84-1,3
5,95
Си N1251
81 = 0,54-0,7
N1 = 1,74-2,1
Латунь М$63
2п=37
Волочение
1-21
5.140
Осадка
1-19,5
д
5. 141
Бронзы:
5пВг1
5п = 1
Волочение
-
В
5.142
5пВг2
5п=2
бпВгб
5п = 6
5пВг8

5п=8, Р = 0,2
5пВг8
5п = 8
5пВг5
5п = 5%
5пВг9
5п=9%
ЗпВгЗ
5п=3%
Примечания: 1. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
2. В сплаве А1М§3 скорость деформации а=5-10-4.
5.15.	Данные для кривых упрочнения цветных металлов и сплавов,
получивших предварительную деформацию того знака, что и последующая
(при испытании) деформация
Материал
Предварительная
обработка
Степень де¬
формации при
предваритель¬
ной обработке,
%
I Метод ис-|
пытания
о S
о °<
0.0
э-е-в
X <u X
и Йй
Темпера¬
тура
испытания,
°C
№ рисун¬
ка
Алюминий
технически
чистый
Отжиг по ступенчатому
режиму, холодная про¬
катка
30; 60; 80
Д
6=4
200—475
5.143
Закалка от температуры
( = 550 °С, холодная про¬
катка
13; 30; 60;
80
175-450
5.144
Медь Си 99,99
Изотермический отжиг
(( = 600 °С, 3 ч), холод¬
ная прокатка
8; 25; 80
20—500
5.145
Медь
технически
чистая
Отжиг в вакууме, осадка
в холодном состоянии
10; 40
В
лм
20
5.70
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
93

5.16. Данные для экспериментальных кривых упрочнения металлов и сплавов,
прошедших предварительную обработку в особых условиях, испытанных
при нормальных температурах
Материал
Предварительная обработка
Метод
испытания
№ ри¬
сунка
Железо техническое
Осадка при нормальной температуре до
8 = 5% и е = 40% в условиях ультразвуко¬
вых колебаний
В
5.67
Медь технически чи¬
стая
Осадка при нормальной температуре до
8=10% и 8 = 40% и в условиях ультра¬
звуковых колебаний
5.70
Сплав Ре—Мп с со¬
держанием Мп=15,
24 и 30%
Выдержка в условиях постоянного гидро¬
статического давления 12 000 кгс/см2
д
5.66
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
5.17. Данные для экспериментальных кривых упрочнения металлов
и сплавов, полученных по результатам испытаний в особых условиях
при нормальных температурах
Материал
Предварительная
обработка
Условия
испытания
Метод ис¬
пытания
Скорость
деформа¬
ции
№ ри¬
сунка
Алюминий
Отжиг в вакууме
С наложением ульт¬
развуковых колебаний
в4
-
5.68
Отжиг в вакууме
5 • 10“6 мм рт. ст.,
/ = 400 °С
В вакууме 1X
X 10~э мм рт. ст.
в5
а=8- 10~4
5.69
Медь
Отжиг в вакууме
С наложением ульт-| В4
развуковых колебаний)
—
5.68
Отжиг в вакууме
5• 10-6 мм рт. ст.,
/ = 700 °С
В вакууме 1-10 9 мм
в5
а = 8- 10“4
5.69
20
Отжиг в вакууме
10~~2 мм рт. ст.,
/ = 900 °С, выдержка
3 ч
С наложением ульт¬
развуковых колебаний
интенсивностью
700 вт/см2
Г
5.63
45

С наложением ульт¬
развуковых колеба¬
ний, амплитуда А =
= 10 мкм, частота
7 = 20 кГц
Д4
6 = 5
5.63
У8А
Сталь аустенитная
типа 18-8 (18,09%
Сг, 0,05%С; 8,40%
N1)
Закалка от / =
= 1000 °С
Гидростатическое дав¬
ление 12 000 кгс/см2
Вз
5.64
Р18
Отжиг
Гидростатическое
давление 4000 и
6000 кгс/см2
Аг
2=0,14-1,0
5.65
Сплав Fe —Мп с
содержанием Мп
15; 24 и 30%
1 Гидростатическое дав-
ленив 12 000 кгс/см2
Дз
—
5.66
Серый чугун СЧ
21—40

Отжиг
Г идростатическое
давление 4000 и
6000 кгс/см2
Вз
2=0,14-1,0
5.65
Алюминиевый
сплав Д1
Аг
Латунь ЛС5 9-1
Сплав молибдено¬
вый ВМ1

В3
ВТ16

Сплав вольфрама
ВА
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.
94

5.18. Данные для экспериментальных кривых упрочнения технического железа
и сталей, полученных при испытании листовых материалов
Материал
Содержание
углерода, %
Содержание
Других
элементов, %
Предварител ьн ая
обработка и другие
данные, характеризую¬
щие материал
Механические свойства
Толщина
листа S,
мм
Метод
испытания
Скорость
деформа¬
ции
Температура
испытания, °С
№ рисунка
S
S
еГ «
i
mí
о к
1
О4*
«О
2
CQ О
а: *
0,03
—
Горячая прокатка
—
20
5.146
Железо техническое
0,038
Мп = 0,33;
Si == 0,0 1;
S = 0,023;
Р = 0,010
Горячая обработка в во¬
дороде при 700 °С, тер¬
мообработка, ¿3= 30 мкм
-
1,0
Д
0 = 8,3 х
X ID“4
25—
100
5.147
08 кп

-
-
В состоянии поставки
—
5,148
Н изко угле родистые
стали
St. skin	1
lo,06—0,07


43,3


0,947
st VI
|0,06—0,07|
1	-
38,8
0,595
—
5.149
St VII
0,10	|
-
—
35,5
0,995
St VIII
-
—
36,6
—
—
0,489
RSt 1 4	|
_ 1
1	-
14
—
6=2,0
5,150
36НХТЮ	1
-	1
1	-
0,3
5,155
12X18H9T
1 “ 1
-	1
В состоянии поставки
—
5,148
1 - 1
1	-	1
1
0,25
Д; Д6
20
5.152
Аустенитные стали:
X5CrNi 18.7
0,06
| Сг=18,0%;
1 Ni = 7,5%
22
65—80
50
Тонкий
лист
5.153
X5CrNi 18,9
0,06	|
Сг=18,0%;
N¡ = 10,5%
—
19
50—70
50
130—
180
—
Д
X12CrNi 18.8	|
—	1
—
—
69,5
—
0,505
5.154
Ферритная сталь	1
Х8СГ17	I
0,10	|
Сг=17,5%
27
45—65
20
130—
170
Тонкий
лист
5.153
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

5.19. Данные для экспериментальных кривых упрочнения цветных металлов и сплавов,
полученных при испытании листовых материалов при нормальной температуре
Материал
Содержание элементов, %
Предварительная
обработка и другие
данные, характери¬
зующие материал
2
2
о
X
Толщина
листа 5, мм
I Метод
испытания |
Скорость деформации
№ рисунка
А1
Си
Ре
м?
Мп
51
А1 99,99
99,99
-
0,005
0,001
0,001
0,006
Холодная прокатка
(е = 22%)
1,5
Д
а = 7 • 10~£-=-9,1 • ю
5. 156
А1 99,5
—
—
-
-
-
-
-
а = 1. ю~4---5.10«	|
| 5,157
А1 99,5 (А)
99,5
-
-
-
-
-
7,8
1,01
-
5.149
А1 99,5 (В)
7,6
0,491
А1 99,4
99,4
-
-
-
-


-
-
а= 1,5- 10“4-ь 1,5 • 10-2
5.157
А1 99,39
99,39| —
-
-
-
-
а = 1. Ю~4ч-5.10
А1 99,3
99,39
0,35
0,007
0,02
0,26
Отжиг, / = 320 °С
1,2
а = 7 • 10~5-г 1,03 • 10«
5. 158
Холодная прокатка
А1 99,0	|
| 99,0
1 -
1 ~
1 -
1 -
1 -
-
-
1
а = 3 • 10“Зч-3 • 10«
5.157
Алюминий
—
1 -
1 ~
1 -
1 -
1 -
а = 1. 10“ 4-г4- 10
—
1 -
1 -
1 - 1
1	—
1 —
1,63
1 К 1
I	Л Г	1 5.159
АМцАМ	|
1 -
1 - !
1	—
1 - 1 -
1 — | Состояние поставки
д
—
| 5.160
Алюминиевые сплавы:
А1Мп
1 -
1 -
1 -
1 1,0
1 -
1
11,1
0,529
| 5.149
А1М§51
I 97,64| —
1 0,42
1 1 ,05
| 0,09
1 0,80
| Холодная прокатка
-
—
а = 7-10“5-г9,6 • 10	|
5. 161
Медь
-
1 - 1
1 -
1	-
1,57¬
1,63
к
лг
5.159
Л63	|
—	1
1 — 1
1 — 1
1	—	1
1 - 1
1 - 1
| Состояние поставки
д
5.160
Латунь
МэбЗ
-
-
1 -
-
-
1 ¿з=51 мкм	|33,5| 0,511
5.154
| ¿3=28 мкм	|35
0,508
Сплав N3 6218 (N1 —
-18%)
-1
62
—
—
1 ¿3=27 мкм
41,5
0,508
Н41ХТ	1
- 1
— 1
— 1
—	1
1	—
1 - 1
1	—
-
0,2
5.162
Титан а —Т1	|
-1
Г1
-
1 -
¿3= 12 мкм
¿3= 139 мкм
—
5. 150
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

Зак. 1261
5.20. Данные для экспериментальных кривых упрочнения композиционных материалов
Материал
Состав материала
Предварительная
обработка
Метод
испытания
Скорость
деформации
Температура
испытания,
°С
№ рисунка
Сталь	12Х18Н1 ОТ + сталь
Ст2кп
50%	12Х18Н10Т4-50%
Ст2кп
Горячая прокатка при тем¬
пературе 1200 °С
Д
-
20
5.163
Си —А12О3
Магнитные носители:
В
РЕ-31
РЕ-41
РЕ-41У
3% объемных А12О3, осталь¬
ное Си;
5% объемных А12Оэ, осталь¬
ное Си;
10% объемных А12О3,	-
тальное Си
Выдавливание при 950—
—980 °С (е = 85%) +высоко¬
температурный отжиг
а = 3,3- 10-3
б= 100
5. 164
—1964-600
—80-5-0
5.165
5.166
Примечание. Условные обозначения см. на с. 3, 4.

Представленные на рис. 5.1—5.145 экспериментальные кривые упрочне¬
ния построены по результатам испытания образцов на растяжение, сжатие и
кручение с применением разных, наиболее достоверных методов.
Испытание на растяжение обеспечивает получение с высокой точностью
экспериментальных данных до момента появления шейки, т. е. до степеней
деформации 0,3—0,4 для пластичных материалов и до 0,15—0,25 для прочных
и со средней прочностью материалов. С введением поправок, предложен¬
ных независимо друг от друга Давиденковым Н. Н. и Спиридоновой Н. И. и
П. Бриджменом, учитывающих упрочнение формы образца при местном рас¬
тяжении в шейке, повышается точность расчетных значений а8 и при более
высоких степенях деформации, чем достигаемые до момента появления шейки.
Приведенные в настоящей работе кривые упрочнения при кручении по¬
строены по результатам обработки экспериментальных данных по методам
Людвика, Норицына—Кислого [23], средних значений Пахотина—Седокова
и методу двух образцов [25]. Наиболее точным, но трудоемким и требующим
высококвалифицированной обработки является метод Людвика. Предложен¬
ный Норицыным И. А. и Кислым П. Е. метод обработки экспериментальных
данных является достаточно простым и обеспечивает высокую точность по¬
строения кривых упрочнения во всем диапазоне степеней деформации. Метод
двух образцов обеспечивает наименьшую точность, особенно для меди
(см. рис. 5.17). Обработка экспериментальных данных по формулам Норицы¬
на— Кислого и Пахотина—Седокова обеспечивает получение кривых упрочне¬
ния, близко расположенных к кривым упрочнения, полученным по формуле
Людвика (см. рис. 5.13, 5.17). Следует учесть, что по кривым упрочнения, по¬
строенным по методу средних значений, нельзя определять предельную плас¬
тичность, так как эти кривые упрочнения являются короче по оси абсцисс
V на -з .
Наибольшее разнообразие методов построения кривых упрочнения при¬
меняется при испытании на сжатие. Однако имеющиеся кривые упрочнения
при сжатии построены главным образом методами осадки высоких цилиндри¬
Рис. 5.1. Кривые упрочнения при сжа¬
тии (/ = 20° С) отожженных техническо¬
го железа с содержанием углерода
0,025% (0 и 0,04% (2), стали 45Х (5)
и закаленной стали 12Х18Н9Т (4) (по
опытам автора)
98
Рис. 5.2. Кривые уп¬
рочнения при сжатии
технического желе¬
за:
1 — /=20°С; 2 — /=196°С
(Навроцкий И. В., Дрю-
кова И. Н.)

ческих образцов (7- = 2,0 <- 2,5) с гладкими торцами, осадки коническими
“0
бойками цилиндрических образцов с торцовыми коническими выточками и
осадки цилиндрических образцов с торцовыми цилиндрическими выточками,
заполненными смазкой. Последний метод обеспечивает самую высокую точ¬
ность получения величин о8 при самых больших степенях деформации. При
осадке образцов с гладкими торцами после достижения текущего отношения
Л
^-= 0,9 -г 1,0 начинает более существенно проявляться внешнее трение, в
связи с чем достоверные значения о5 можно получить только до е = 0,465.
Однако с достаточной для практики точностью кривые упрочнения, построен¬
ные с помощью этого метода, могут быть использованы до более высоких сте¬
пеней деформации, т.е. до 0,8—0,9; при этом величины о8, определенные этим
способом, будут иметь завышенные значения по сравнению с истинными на¬
пряжениями течения. Метод осадки образцов коническими бойками обеспечи¬
вает получение надежных результатов до е = 0,7	1,0. Способ построения
кривых упрочнения по результатам передавливания плоских образцов поли¬
рованными плитами дает достаточно точные значения величин напряжения
б$,кгс/ммг
о оч	О,1	о,2	0,3 0,4 е
'	О
Рис. 5.3. Кривые упрочнения при
сжатии железа при различных
температурах и скоростях дефор¬
мации (Дмитриев Н. П.):
а — 3 • 10—4 С-1; б — 3,3 • 1 о-3 с-1;
в — 2 -10-‘ с-1
4*
99

Рис. 5.4. Кривые упрочнения
низкоуглеродистой стали (С =
=0,06%) при кручении со ско¬
ростью 2,4X10-3 с-1 (штрихо¬
вые линии) и 0,12 с-1 (сплош¬
ные линии) (5с11\уапсК 8.)
Рис. 5.5. Кривые упрочнения при сжатии
(i=20° С) нормализованных сталей (Büh¬
ler Н., Meyer Nolkemper Н.):
1 — Мвкб; 2 — С35; 3 — С45; — ё=0,25 су1;
		8=1,6 с-1;		 8=8,0 с-1; —0—0—8=
=40 с-1
Рис. 5.6. Кривые упрочнения при сжатии отожженной (7) и нормализован¬
ной (2) стали Мвкб, отожженных сталей 16МпСг5; 41Сг4 и нормализован¬
ных сталей 15Cr3, С15, С35, С45 и 20МпСг4 при е=1,6 С“1 (Schwandt S.):
а — /=20°С; б — / = 300°С

течения до 8 = 1,0 для низкоуглеродисгых и углеродистых сталей с содержа¬
нием углерода не более 0,8%, для других сталей наблюдается разница более
10%. Этот метод всегда показывает несколько завышенные значения о5. У
кривых упрочнения, построенных по результатам осадки нескольких образ¬
но
цов с различными первоначальными отношениями -у-, о5 совпадает с истинны-
«о
ми значениями напряжений течения лишь до 8 = 0,30; при е > 0,30 такие
кривые упрочнения располагаются ниже истинных кривых упрочнения, при¬
чем разница между ними увеличивается с ростом степени деформации.
Рис. 5.8. Кривые упрочнения при сжатии
(/=20° С) углеродистых 8137 (12) 8142
(11), С35 (10), 8170 (9) и легированных
сталей Х5Сг№18.9 (1), Х5СгММо18.10
(2) Х10Сг№ТП8.9 (3), Х5Сг№8125.20 (4),
Х8СгТП7 (5), Х8СгМоТП7 (6),
ХЮСгАИЗ (7), Х10СгА124 (8), (Домаль-
ски Г. Г., Шукерт Г.)
Рис. 5.9. Кривые упрочнения при
сжатии (/=20° С) сталей St37 (2),
Х8СгМоТИ7 (5), ХЮСгАИЗ (7),
Х10СгА124 (8) и латуней Ms63 (1),
Ms60Pb (3), Ms60 (4) и SoMs59 (5)
(Vater M.)
101

Рис. 5.10. Кривые упрочнения при сжатии (i=20° С) горячеката¬
ных (а) и отожженных (б) углеродистых сталей СкЮ (7), Ск15
(2), Ск22 (5), Ск35 (4), Ск45 (5), СкбО (6), сталей с содержани¬
ем углерода 0,70% (7), 0,81% (ß), C100W1 с содержанием угле¬
рода 0,97% (Р), 1,10% (10) и 1,29% (11) при ¿^0,5-10-2 с-’
(Müller Н. G„ Hüber W.)
Рис. 5.11. Кривые упрочнения при сжатии (/=20° С) со
скоростью удара 300—1250 м/с различных сталей (Грон¬
ский В. Ф., Дробот И. Б., Степанов В. А., Хлызов И. П.):
а — 10; 6 — 25; в — 40 (¿отп=320° С); г — 40 (/отп=180° С);
д — 40 (/отп=475° С); е — ЗОХСНВФА; 1 — сжатие статическое;
2, 3, 4 — сжатие динамическое

Рис. 5.12. кривые упрочнения при
сжатии (i=20° С) отожженных угле¬
родистых СкЮ (5) и С35 (7) и леги¬
рованных 15СгЗ (4), Х10Сг13 (5),
41Сг4	(6), 56NiCrMoV7 (8),
165CrMoV46 (9), закаленной стали
X5CrNil8.9 (10) и прессованных алю¬
миния А1199,5 (/) и электромеди
Е=Си (2) при 8=5-10~4 с-1
(Heil Н. Р,. Lienhart А.)
Рис. 5.13. Кривые упрочнения при кручении (t = 20° С) сталей 10 (/), 20 (2,
4), 45 (5), 40Х (3, 6, 9, 10, 11, 12), 18ХГТ (7) и ЗОХГТ (8) после волочения
(1, 2, 3), горячей прокатки (4, 5, 6), нормализации (7, 8, 9) и закалки в мас¬
ле от t = 860° С с последующим отпуском при температурах 700 (10), 600 (11)
и 500° С (12) (кривые построены по формуле Норицына-Кислого):
О, Д, X — значения, полученные по методике Людвика [23]
Рис. 5.14. Кривые упрочнения при сжатии (/ = 20° С) сталей с повышенным
содержанием серы 10510 (кривые 1, 2, 3) и 7510 (кривые 4, 5, 6):
1,4 — отжиг; 2, 5 — горячая прокатка; 3, 6 — нормализация с последующим старением [45]

Рис. 5.15. Кривые упрочнения стали С15 при различных тем¬
пературах и 6=0,25 с-1 при сжатии (Bühler Н.):
а — адиабатическом (непрерывном); б — изотермическом
104

1,кгс1нм‘
Рис. 5.17. Кривые упрочнения при кручении (i=20° С) сталей СтЗ, 45,
Р6МЗ, Р12, Р18, меди и латуни ЛС59-1:
I — по методу Людвика; // — по методу двух образцов; III — по методу средних
значений [25]
Рис. 5.18. Кривые упрочнения при рас¬
тяжении (/=20° С) отожженных
алюминия (/), меди (2), горячеката¬
ных сталей СтЗ (3), 35 (4), Ст5 (5)
и ХВГ (6) (Дейч А. Ш„ Копель-
ман Л. А., Короткий В. В.)
Рис. 5.19. Кривые упрочнения при холодной пластической де¬
формации сталей (Секундо Л. Н., Скудное В. А., Соко¬
лов Л. Д.):
1, 2 — 18ХГСНТМ; 3 - СтЗ
105

о
Рис. 5.21. Кривые упрочнения при растяжении (/=20° С) углеродистых
сталей 50* (/), 50 (2), 45 (3), 45* (5), 40 (4), 40* (3), 35** (6), 30 (7),
30* (Р), 20 (10), 20* (12), 20** (11), 10 (13) (Томингас X. А.):
* — отжиг в вакуумной печи;
** — отжиг в соляной ванне, режим
Рис. 5.22. Кривые упрочнения
при сжатии (¿ = 20° С) отож¬
женных сталей 15кп (/), 35
(2), 45 (3), У8А (4), У10А (5)
(по данным автора)
Рис. 5.20. Кривые упрочнения при
растяжении (/=20° С) алюминия
АД1 (/), дюралюминия Д16 (2),
технического железа (4), сталей
СтЗ (3), 20 (7), 35 (5), 12ХНЗА
(9) и латуней ЛС59-1 (5) и Л63
(6) (Смирнов-Аляев Г. А.)
0,4	0,в	1,2	1,6	2/1	2,4 с

бз,кгс/нм‘

Рис. 5.26. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) сталей
У7 (5), 9ХС (6), 4X13 (7),
ШХ15 (5), Р18 (9), 12Х18Н9Т
(8), латуни ЛС59-1 (/) и бронз
БрБ2 (2) и БрАЖ9-4 (4) (Фи¬
лимонов Ю. Ф.)
Рис. 5.27. Кривые упрочнения при
сжатии отожженной стали У10А
со скоростью 3,4-10"3 с-1 при
температурах 20 (/), 100 (2), 200
(3), 300 (4), 400 (5), 500 (6),
600 (7), 700 (8) и 800° С (9) [29]
Рис. 5.28. Кривые упрочнения при
сжатии (¿=20° С) сталей после отжи¬
га на зернистый цементит (/, 2, 3, 5)
и гомогенизирующего отжига с пос¬
ледующей закалкой (4):
I — С100\У1, 2 — Х41СгМоУ5Ъ ~3 — 58СгУ4;
4 — Х12Ы1МоТ118.85; 5 — Х210СП2 [9]
108
Рис. 5.29. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) отож¬
женных сталей Х10Сг13 (/),
20МпСг5 (2), Х6СгМо5 (3),
C100W1 (4), 50NiCrl3 (5),
105МлСг4 (6), 40NiCrMol5 (7),
18CrNi8 (8) (Vater М.)

6Sl кгс/мм'
Рис. 5.30. Кривые упрочнения при
сжатии отожженной стали С45 со
скоростями деформации 0,1 с (а),
1,5 с (б) и 90 с“1 (е) при температу¬
рах (Fritzsch G., Siegel R.):
/ — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200°С; 4 — ЗОО’С;
5 — 400°С; 6 — 500еС; 7 — 600°С; 8 — 700°С;'
9 — 800°С
109

Рис. 5.31. Кривые упрочнения при сжатии отожженной стали С60 со скоро¬
стями деформации 0,1 (а), 1,5 (б) и 90 с-1 (в) при температурах (Fritzsch G.,
Siegel R.):
/ — 20° С; 2 - 100° С; 3 - 200° С; 4 - 300° С; 5 - 400е С; 6 - 500° С; 7 - 600е С:
8 — 700° С; 9 — 800° С
Рис. 5.32. Кривые упрочнения при сжатии отожженной стали Х10Сг13 со ско¬
ростями деформации 0,1 (а), 1,5 (б) и 90 с-1 (в) при температурах (ЕгН-
гвсЬ О., 8Ияе1 К.):
1 — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200вС; 4 — 300вС; 5 — 400°С: 6 ~ 500°С; 7 — 600°С; 8 — 700°С
ПО

Рис. 5.33. Кривые упрочнения при
сжатии (¿ = 20° С) отожженных сталей
20Х (/), 10Г2 (2), 20X13 (<?), 40Х (5),
18ХГТ (б), 40ХН (8) и закаленных
10Х17Н13М2Т (4) и 12Х18Н9Т (7)
(по данным автора)
в5,кгс/мм2
0	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6 Ь
Рис. 5.34. Кривые упрочнения при
сжатии (/ = 20° С) легированных кон¬
струкционных сталей после отжига
на зернистый цементит (/, 2, 3, 4) и
нормализации (5, 6, 7) со скоростью
деформации 0,16 мм/с:
1, 5 — 15МпСг5; 2, 6 — 20МпСг5; 3 —
18СгЫ18; 4,7 ~ 20МоСг4 [9]
42MnV7 со скоростями деформации 0,1 (а), 1,5 (б) и 90 с-1 (в) при темпера¬
турах (Fritzsch G., Siegel R.):
/ — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200°С; 4 — 300°С; 5 — 400°С; 6 — 500°С; 7 — 600°С; 8 — 700°С
Рис. 5.36. Кривые упрочнения при сжатии
(/=20° С) стали ЗОХГСА (а) и алюминие-
Рис. 5.37. Кривые упрочнения
при растяжении (/ = 20° С) ста¬
ли 12Х1МФ после нормализа¬
ции и отжига (/ = 740° С) (Ка-
тор Л., Нюлас П.)
вого сплава АК6 (б) (Согришин Ю. П., Тишаков В. А., Мороз В. Я):
1 — статические испытания; 2 — ¿=10-4-20 м/с; 3 — е>100 м/с

Рис. 5.38. I
Х12Ф1 (а),
формации с
1 — 20°С; 2 —
кривые упрочнения при сжатии отожженных инструментальных сталей
, 7X3 (6), 5ХНВ (в), 9ХС (г), ЗХ2В8Ф (д), ХВГ (е) со скоростью де-
1,4-10-3 с-1 при температурах:
ЮО’С; 3 — 200°С; 4 — 300Х; 5 — 400°С; 6 — 500°С; 7 — 600°С; 8 — 700°С; ₽ —800°С [29]

Рис. 5.40. Кривая упроч¬
нения при растяжении
(i=20° С) инструмен¬
тальной стали 80CrV3
(соответствует 8ХФ)
(Neubauer A., Meyer Р.
Osterburg U.)
5.39. Кривые упрочнения при сжатии отожженной инструментальной стали
ЮОСгб со скоростями деформации 0,1 (а), 1,5 (б) и 90 с" 1 (в) при темпера¬
турах (Fritzsch G., Siegel R.):
1 — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200°С; 4 — ЗОО’С; 5 — 400°С; 6 — 500°С; 7 — 600°С; 8 — 700вС
Рис. 5.41. Кривые упрочнения при сжатии стали 12Х18Н9 при 20 (1, 2) и
150°С (3,4) (Черняк Н. И., Нижник С. Б., Истомина Э. С.):
О — закаленная; Д — закаленная и состаренная после осадки в холодном состоянии до
_ е=6,5%
оэ
10	20	30	40 et °/в

рочнения при сжатии
(/=20° С) аустенит¬
ных сталей 07X16И6
(/), 12Х18Н9 (2) и
12Х18Н10Т (3) [22]
Рис. 5.42. Кривые упрочнения при сжатии (/=20° С)
ферритных сталей ХЮСгЗ (/), Х22Сг№17 (4) и аусте¬
нитных сталей Х5СгЬИМо18.10 (2), Х5СгМП8.9 (5) и
Х12СгЬи18.3 (3) (БсЬъ’апсН 8.)
Рис. 5.44. Кривые упрочнения при сжатии аустенитной стали 12Х18Н9Т (а) и
20Х23Н18 (б) при температурах 20—700° С [26]
1.10
X12CrNil8.8 (2), X5CrNiMol8.10 (3), XIOCrNiA
114	(4); X10CrNiTil8.9 (5); X10CrNiNbl8.9 (6) [9]

Рис. 5.46. Кривые упрочнения
при сжатии (í=20°C) аусте¬
нитных сталей (Materna D.):
1 - X12CrNil7.7 (сорт А); 2-
X12CrNil7.7 (сорт В); 3-X8CrNil8.12
Рис. 5.47. Кривые упрочнения
аустенитной стали X8CrNi 18.12
при растяжении (/=20° С)
(Materna D.):
1 — изотермическом; 2 — обычном
Рис. 5.48. Кривые упрочнения при растяжении аустенитных сталей X12CrNil7.7
сорта А (б) и X12CrNil7.7 сорта В (а) при температурах (Materna D.):
/ — 140°С; 2 — 120°С; 3 — 100°С; 4 — 80°С; 5 — 60°С; 6 — 50°С; 7 — 40°С; 8 — 30°С; 9 — 20’С
115

f)
Рис. 5.50. Кривые упрочнения при
сжатии конструкционных углеродис¬
тых сталей Ск15 и Ск45 (а), инстру¬
ментальной C100W1 и высокохромис-
той Х8Сг17 (б) и аустенитной стали
X10CrNiTil8.9 (в) со скоростью де¬
формации 0,003 с-1 (Heil Н.-Р., Lien¬
hart А.) :
1 — /=200°С; 2 — /=150°С; 3 — /=100°С;
4 — ¿=50°С; 5 — нормальная температура,
осадка без охлаждения; 6 — нормальная
температура, осадка с охлаждением об¬
разца
116

Рис. 5.51. Кривые упрочнения при сжатии закаленной аустенитной стали
X8CrNiTil8.10 со скоростями деформации 0,1 (а), 1,5 (б) и 90 с-1 (в) при
температурах (Fritzsch G., Siegel R.):
1 — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200вС; 4 — 300°С; 5 — 400°С; 6 — 500°С; 7 — 600°С; 5—-700°С;
9 — 800°С
Рис. 5.52. Кривые упрочнения при
кручении аустенитной стали 304 со
скоростью деформирования 4,5-10~3
(штриховые линии) и 44 с-1 (сплош¬
ные линии) при различных темпера¬
турах [42]

Рис. 5.53. Кривые упрочнения при растяжении никелевых сплавов 37Н25 (а)
и 80Н25 (б) при температурах (Ламбакахар О. О., Паскаль Ю. И.):
1 — (—-196)°С; 2 — (—100)°С; 3- (-50)°С; 4— (-25)°С; 5 — 20°С; 6 — 100°С; 7 —200°С;
8 — 300°С; 9 — 400°С
6)
Рис. 5.54. Кривые упрочнения при растяжении мелкозернистых марганцовис¬
тых сплавов 60Г13 (а) и 75Г13 (б) при температурах (Ламбакахар О. О.,
Паскаль Ю. И.):
1 — (—196)°С; 2 — (—100)°С; 3 — (—50)°С; 4 — 20°С; 5 — 100°С; 6 — 200°С; 7 — 300°С:
8 — 400°С
а)
Рис. 5.55. Кривые упрочнения при растяжении мелкозернистого (а) и крупно¬
зернистого сплава 110Г13 при температурах (Ламбакахар О. О., Пас¬
каль Ю. И.):
I _ (—196)°С; 2 — (—150)°С; 3— (— 100)°С; 4— (—50)°С; 5 — 20вС; 6— 100°С; 7 — 200°С;
8 — 300°С; 9 — 400°С
118

Рис. 5.56. Кривые упрочнения при
растяжении стали 14Х17Н2-Ш при
различных температурах (Руден¬
ко В. Н., Спиваков А. С.)
Рис. 5.57. Кривые упрочнения при растяжении (i=20° С) горячекатаных и
предварительно деформированных волочением сталей со степенями дефор¬
мации (Panknin W., Fritz Н.):
а — сталь St42; 1 — 0%; 2 — 1,5%; 3 — 5,2%; 4 — 12,4%; 5 — 17.9%; б — сталь St70;
/ _ 0%; 2 — 1,2%; 3 — 2,5%; 4 — 5,0%; 5 — 10%
Рис. 5.59. Кривые упрочнения при сжатии (/=20° С) волоченых сталей А12
(/) и 55С (2) (по данным автора)
119

Рис. 5.60. Кривые упрочнения при сжатии (i=20° С) волоченых сталей со
степенями деформации (Panknin W., Fritz Н.):
а — St42; 1 — 0%; 2 — 1,5%; 3 — 2,5%; 4 — 5,2%; 5 — 12,4%; 6 — 18,0% б — St70;
1 — 0%; 2 — 1,2%; 3 — 2,5%; 4 — 5%; 5 — 10%; 6 — 15%
Рис. 5.61. Кривые упрочнения при
растяжении (/=20° С) предвари¬
тельно осаженных в холодном со¬
стоянии сталей со степенями де¬
формации (Panknin W., Fritz Н.):
—	St42; 1 — 0%; 2 — 1,3%; 5 — 2,6%;
—	5,4%; 5 — 10,1%; 6 — 20%; б — St70;
—	0%; 2 — 1,1%; 3 — 2,5%; 4-5,4%;
—	10,5%; 6 — 20,
Рис. 5.66. Кривые упрочнения при растяжении (20° С) Fe — Мп-сплавов
(О. Atsushi, Y. Susumu, О. Minoru):
а — 15% Мп; б — 24% Мп; в — 30% Mn; 1 — в условиях атмосферного давления; 2 —
в условиях давления 12 000 кгс/см2; 3 — в условиях атмосферного давления, но предва¬
рительно подверженных воздействию давления 12 000 кгс/см2
120

Рис. 5.62. Кривая упрочнения при
кручении (i = 20° С) горячекатаной
(/) и предварительно деформирован¬
ной (2) растяжением до е=14,1%
стали С15 (Panknin W., Bach М.)
50
¿5)кгс[мн2
100
Рис. 5.64. Кривые упрочнения при
сжатии (i = 20° С) аустенитной
стали типа 18-8 в условиях атмо¬
сферного (/) и постоянного дав¬
ления (2) 12 000 кгс/см2 (A. Ogu¬
chi, S. Yoshida)
0,1	0,2	0,3	0,4
Рис. 5.63. Кривые упрочнения при ста¬
тическом растяжении (сплошные) и
растяжении с наложением ультразву¬
ковых колебаний (штриховые) при
20°С сталей (Овчинников А. Г. и др.):
Рис. 5.65. Кривые при сжатии
(/=20° С) в условиях атмосферно¬
го давления (А), гидростатического 400 (X) и 6000 кгс/см2 (О) [71:
1 — Д1; 2 — СЧ 21-40; 3 — ЛС59-1; 4 — ВМ1; 5 — Р18; 6 — ВТ16; 7 — ВА
121

Рис. 5.67. Кривые упрочнения при сжатии (/=20° С) технического железа,
предварительно деформированного осадкой до 8=5% (а) и 8=40% (б)
в обычных условиях (2) и с приложением ультразвуковых колебаний с час¬
тотой 19 кГц (/) (Северденко В. П., Степаненко А. В.).
Рис. 5.68. Кривые упрочнения при сжатии (/=
= 20° С) меди (а) алюминия (б) (Северден¬
ко В. П., Клубович В. В., Харитонович М. В.):
1 — осаживание в обычных условиях; 2 — осаживание
с наложением ультразвуковых колебаний
Рис. 5.69. Кривые упроч¬
нения при сжатии (¿=
=20° С) алюминия (/, 2)
и меди (5, 4) (Ащу-
кин А. В., Гусляков А. А.,
Кулиш Я. М., Любар¬
ский И. М.):
1, 3 — в вакууме 1 • 10~9 мм
рт. ст.; 2, 4 — на воздухе
Рис. 5.70. Кривые упрочнения при сжатии (¿=20° С) пред¬
варительно деформированной осадкой в холодном состоянии
до 8=10% (а) и е=40% (б) технически чистой меди в обыч¬
ных условиях (/) и в ультразвуковом поле (2) (Северден¬
ко В. П., Клубович В. В., Харитонович М. В.)
122

Рис. 5.71. Кривые упрочнения при кручении (¿=20° С) отожженных алю¬
миния А199.995 (а) и меди Си99,99 (6) со скоростью деформации 2,4-10-3
(штриховые линии) и 0,12 с-1 (сплошные линии) при разных температурах
[42]
в5,кгс/ммг
20 \

8	20	40	В,°/о
«)
Рис. 5.72. Кривые упрочнения при растяжении отожженного алюминия с
различным диаметром зерна (Knoll Hugo, Macherauch Eckard):
а — d3=150 мкм; 1 — (+80)°С; 2 — (+22)°С; 3 — (—15)°С; 4 — (-53)°С; 5— (-85)°С;
6 — (—Ю0)°С; 7 — (—195)°С; б — d3=440 мкм; / — 80°С; 2 — (—5)°С; 3— (—50)°С;
4 — (—75)°С; 5 — (—100)°С; 6 - (—120)°С; 7 — (—195)°С
123

10
30
20
б$,кгс/сн2
601

40

2
О 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
Рис. 5.73. Кривые упрочнения
при сжатии (/ = 20° С) отож¬
женных алюминия АД1 (/) и
его сплавов АМг2М (2) и Д1
(5) (по данным автора)
5.74. Кривые упрочнения при
отожженного алюминия
Рис.
сжатии		 „
А199.5 диаметром зерна 30 (/), 115
(2), ПО (5, 4) и 120 мкм (5) со ско¬
ростями деформации 5-Ю2 (/, 2, 3, 4)
и 7-10“4 (5) при температурах —180
(Л 2); —90 (30), 20° С (4, 5) (Ро1ако-
у!с А., ТаЬогвку Ь., Нугозэ Н.)
<2)
в)
а)

Рис, 5.77. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) со ско¬
ростью 5-Ю-4 с-1 отожженных
алюминия А199,5 (/), медных
сплавов СиЬШ82п20 (5),
Си7п37 (8), Си8п8 (9), никеля
N¡99,5 (6), никелевого сплава
N¡СиЗОРе (7), волоченого алю¬
миниевого сплава А1М§3 (<?),
волоченого и улучшенного алю¬
миниевого сплава А1М§5П (4),
А1СиМ&2 (2) [46]
Рис. 5.78. Кривые упрочнения при
сжатии (/=20° С) алюминия
А199,4 со скоростью деформации
(Ohyane М., Takashima F., Osaka-
da К.):
1 — 206 м/с; 2 — 183 м/с; 3 — 137 м/с;
4 — 97 м/с; 5 — статистическое испы¬
тание
Рис. 5.79. Кривые упрочнения тех¬
нически чистого алюминия при
кручении при разных температу¬
рах со скоростью 0,02 с-1 (Hein-
Peter Stüwe, Berthold Drube)
Рис. 5.80. Кривые упроч¬
нения при сжатии на
пластометре алюминие¬
вых сплавов при темпера¬
турах 350° С (а) и 450° С
(б) со скоростью дефор¬
мации 80 с-1 алюмини¬
евых сплавов АД31 (/),
АК6 (2), АК8 (5), Д16
(4), АМгб (5) [6]
125

6S;KiC/MM‘
Рис. 5.81. Кривые упрочнения при
сжатии алюминиевого сплава А1Мп
со скоростями деформации 0,25 (а),
4 (6) и 63 с-1 (в) при разных темпе¬
ратурах (36]
Рис. 5.82. Кривые упрочнения при
сжатии (/=20° С) алюминия А199.5
(/) и алюминиевых сплавов AlMgl
(2), AlMg3 (3) и AlMg4 (4) (Lenz D.,
Renouard G. M.)
Рис. 5.83. Кривые упрочнения при сжатии алюминиевого сплава А1Л^4,5
со скоростями деформаций 0,25 (а), 4 (6) и 63 с-1 (в) при разных темпе¬
ратурах [36]
126

Рис. 5.84. Кривые упрочнения при сжатии алюминиевого
сплава А1М§Мп со скоростями деформации 0,25 (а),
4,0 (б) и 63 с-1 (в) при разных температурах [36]
65}кгс/ммг
И)
О 0,2	0,4	0,6	0,8	1,0
6)
Рис. 5.85. Кривые упрочне¬
ния при сжатии алюминие¬
вого сплава А1М8 4,5 Мп
со скоростями деформаций
0,25 (а), 4 (б) и 63 с“1 (в)
при разных температурах
[36]

оо
30
20
10
*20*0
200
'300
ооо°с
О 0}10 0,20 0,30 0,00 0,50	£
а)
Рис. 5.86. Кривые упрочнения при сжатии
(/=20° С) отожженного дуралюминия Д16
при скоростях деформаций 1—2 (1), 6,25
(2) и 35—50 м/с (3) (Максимов А. И., Ле¬
вицкая Г. Л., Сердюк Ю. А., Смирнов Г. В.,
Лисицын В. П., Фомин Л. Н.).
с)
Рис. 5.87. Кривые упрочнения при сжатии алюминиевого сплава АБМц со
скоростью деформации 5 (а) и 26 м/с (б) при различных температурах.
(Солодуха О. А., Голубков В. Г.)
Рис. 5.89. Кривые упрочнения
при растяжении (/=20° С)
алюминиевого	сплава
А12пМ§Сн1,5 (/), электромеди
Е-Си (2) и стали МвКб (3)
Рис. 5.88. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) алюми¬
ниевого сплава А1СиМ£1:
/ — после закалки; 2 — после за¬
калки с отпуском (Руэг О.)
128

Зак. 1261

Рис. 5.94. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) отож¬
женных электромеди Е-Си (/)
и медных сплавов СпСг (2) и
Рис. 5.95. Кривые упрочнения при
сжатии (i=20° С) электролитической
меди (/), латуней Ms63 (2) и Ms60
(5) и волоченых медных сплавов
CuCr (5), CuNilSi (4} и CuNi2Si (6)
(Vater М.)
CuNi2Si (3) и волоченых спла¬
вов CuCr (4) и CuNi2Si (5)
Рис. 5.96. Кривые упрочнения при сжатии меди при различных темпе¬
ратурах со скоростями деформации 5-Ю-4 (а), 0,6—0,7 (б) и 2,5-102 с-1
(в) (ВеЬпке XV.)
Рис. 5.97. Кривые упрочнения при растяжении (/ = 20° С) (Катор Л., Ню-
лас П.):
1 — высокочистой меди; 2 — электролитического никеля; 3, 4, 5 — медно-никелевых
сплавов состава 75,53% Си и 24,28% N1; 47,5% Си и 52,4% N1; 22,30% Си и 77,52% N1
130

Рис. 5.98. Кривые упрочнения при
растяжении меди Cu99,98	(d3 =
= 50 мкм) и оловянистых бронз
(¿3=50 мкм) с различным содержа¬
нием олова (%) при разных темпера¬
турах (Otmar Vohringer, Eckard Мас-
herauch)
а — Си 99,98; / — (—195)°С; 2— (—120)°С;
3 — (—50)°С; 4 — (4-22)°С; 5 — ( + 120)°С;
6 — (+220)°С; б — бронза с содержанием
олова 1,27%; 1 — (—195)°С; 2 — (—120)°С;
3 — (—50)°С; 4 — (+22)°С; 5 — (+220)°С;
6 — ( + 350)°С; 7— (+400)°С; 8— (+450)°С;
в — медь Си 99,98 (/) и бронза с содер¬
жанием олова 0,17% (2); 0,40% (■?); 0,88%
(4)	; 1,27% (5); 2,62% (6); 3,12% (7); 4,90%
(5)	при /=22°С
0,5
(6),
G-SoMs57F45 (5), G-SoMs57F50
(Vater М., Stenger Н.)
Рис. 5.100. Кривые упрочнения при
сжатии латуни CuZn36 со скоростью
деформации 2,5 с-1 при различных
температурах (Vater М., Lienbart А.)
Рис. 5.101. Кривые упрочнения при
растяжении (i=20° С) электромеди
Е-Си (/) и отожженных медных
сплавов СиА17 (2), CuZn31Si (<?),
CuSn8 (4), CuAHOFe (5) (Stenger H.)
5*

Рис. 5.102. Кривые упрочнения при сжатии (i=20° С) литейных бронз
G-SnPbBz25 (/), G-SnPbBz20 (2), G-SnPbBzl5 (3), Rg5 (4), G-SnBzlO (5),
G-SnPbBz5 (6), G-SnBzl2 (7), G-SnBzl4 (3), G-SnBzl6 (9), G-NiAlBzF50 (70),
G-NiAlBzF60 (11) (Vater M.» Stenger H.)
65)КГС/ММ2
Ns62.18Pb (/), Ns65.12 (2), Ns62.18
(3), Ns57.12 (5) и никеля с медью
NiCu30F (6) (Vater M„ Stenger H.)
Рис. 5.104. Кривые упрочнения при сжатии
[/=(—196)°C] титана высокой (7) и техни¬
ческой (3) чистоты и циркония высокой (2)
и технической (4) чистоты (Garda А. М.,
Aigeltinger Е., Reed—Hill R. Е.)
Рис. 5.105. Кривые упрочнения при сжатии
(i=20° С) титана с различными скоростями
деформаций (Buhler Н., Wagener Н. W.):
а — Ti (сорт 1); б — Ti (сорт 2);
1 — 0,004 с“1; 2 — 0,032 с"1; 3 — 0,25 с“1;
4 — 2,0 с-1; 5 — 16,0 с“1; 6— 1,25-102 с“1;
7 — 5102 с“1; 8— 103 с"1
132

<5s,K2CImM‘
Рис. 5.106. Кривые упрочнения при сжатии титана Ti (сорт 1) со скоростя¬
ми деформации 0,25 (а), 2,0 (б) и 16 с“1 (в) при температурах (Bühler Н.,
Wagener Н. W.):
1 — 20°С; 2 — 100°С; 3 — 200°С; 4 — 300°С; 5 — 400°С; 6 — 500°С; 7 — 600°С; 8 — 700°С;
9 — 800°С; 10 — 900°С; 11 — 1000°С
Рис. 5.107. Кривые упрочнения при сжатии
(i=20°С) титана (1, 2), циркония (3, 4) и нио¬
бия (5, 6) со скоростью деформации 16 с-1
(Siegel R., Fritzsch G.):
1, 3, 6 — вдоль оси прокатки; 2, 4, 6 — перпендику¬
лярно оси прокатки
Рис. 5.108. Кривые упрочнения при растяжении
отожженных титановых сплавов ОТ4 (а), ВТ14
(б) и ВТ8 (в) при скоростях деформации
0,0027 (А), 0,0133 (О), 0,04 (X) с"1 при раз¬
личных температурах {12]
133

Рис. 5.109. Кривые упрочнения при сжатии
отожженного титанового сплава ВТ 16 со ско¬
ростями деформации 3,3-10~3 г1 (а) и
3,3-10-2 с-1 (б) при разных температурах
(Дмитриев Н. П.)
б5,кгс1мм2
о 0,2 0,4 0,6 0,8 г
Рис. 5.110. Кривые упрочнения при сжатии
отожженных титановых сплавов TiAlSn2,5 (а,
б, в) и TiA16V4 (г, д, е) со скоростью дефор¬
мации 0,25 (а, г), 2,0 (б, д) и 16,0 с“1 (в, с)
при различных температурах (Buhler Н., Wage¬
ner Н. W.)
О 0,2 0,4 0,6 0,8 8
5)

6S,KZC/MM‘
Рис. 5.111. Кривые упрочнения при сжатии (/ =
= 20° С) отожженных титановых сплавов (по опы¬
там автора):
1 — ОТ4; 2 — ВТ16
Рис. 5.112. Кривые упрочнения при сжатии отож¬
женного титанового сплава TiV13CrllA13 со ско¬
ростью деформации 0,25 (а), 2,0 (б) и 16,0 с-1 (в)
при различных температурах (Buhler Н., Wage¬
ner Н. W.)
Рис. 5.113 (снизу). Кривые упрочнения при сжа¬
тии отожженного титанового сплава TiA18MolVl
со скоростью деформации 0,25 (а), 2,0 (б) и 16 с-1
(в) при различных температурах (Buhler Н., Wa¬
gener Н. W.)
0	0,2 0,4 0,6 0,8	1,0
Рис. 5.112
135

Рис. 5.114. Кривые упрочнения при
сжатии (1) и растяжении (2) тита¬
нового сплава 317 при i=20° С со
скоростью деформации 7-10~5 с-1
(Winstone М. R., Wright М. L.,
Rees D.)
Рис. 5.116. Кривые упрочнения
при растяжении циркония
(99,7%) со скоростью дефор¬
мации 6,67-10~5 с-1 при раз¬
личных температурах (Rama-
ni S. V., Mukhopadnyay P., Ro-
driguer P., Krishnan R.):
1 — (-196)° C; 2 — (-77)° C; 3 —
—25° C; 4 — 95° C; 5— 169° C
Рис. 5.115. Кривые упрочнения при
сжатии (/ = 20° С) со скоростью де¬
формации 10 мм/мин горячекатаных
жаропрочных сплавов на никелевой
основе (по Жарову В. М.):
1 — ЭН437А; 2 — ХН77ТЮР; 3 — ХН70ВМТЮ
при 20° С
Рис. 5.117. Кривые упрочнения при сжатии отожженного цирко¬
ния (99,3%) при скоростях деформации 0,25 (а), 2,0 (б) и 16 с-1
(в) при различных температурах (Bühler Н., Wagener Н. W.)

Рис. 5.118. Кривые упрочнения при сжатии
(/=20° С) циркония (99,3%) со скоростью
деформации 16 с-1 после нормализации с
различным режимом (Wagener Н. W.):
1 — ¿з=0,025 мм; 2 — ¿з=0,050 мм; 3 — (1з =
=0,090 мм; 4 — ¿з = 0,125 мм
Рис. 5.119. Кривые упрочнения
при сжатии отожженного спла¬
ва циркония циркалой-2 при
скоростях деформации 0,25 (а),
2,0 (б) и 16 с-1 (в) при раз¬
личных температурах (Büh¬
ler Н., Wagener Н. W.)
137

Рис. 5.120. Кривая упрочнения при
сжатии (/ = 20° С) отожженного
цинка (по данным автора)
Рис. 5.121. Кривые упрочнения при сжатии (i=20° С) отожженного цинка
Zn99,9 (Lange К., Geiger M.):
1 — образец с продольным расположением волокон; 2 — образец с поперечным располо¬
жением волокон
Рис. 5.122. Кривые упрочнения прессованного титана Ti 99,8 при растяжении
(а) и сжатии (6) при i=20° С образцов, вырезанных под различным углом
относительно оси прутка (Günter Schröder):
Рис. 5.123. Кривые упрочнения прессованного цинка Zn 99,995 при растяже¬
нии (а) и сжатии (б) при i=20° С образцов, вырезанных под различным
углом относительно оси прутка (Günter Schröder):
1 — 0е; 2 — 22°30'; 3 — 45°; 4 — 67°30'; 5 — 90°
138

Рис. 5.124. Кривые упрочнения прессованного магния при рас¬
тяжении (а) и сжатии (б) при 1=20° С образцов, вырезанных
Рис. 5.125. Кривые упрочнения при сжатии отожженного молибдена Мо
99,95 со скоростью деформации 2,0 с-1 при разных температурах (Bühler Н.,
Wagener Н.)
Рис. 5.126. Кривые уп¬
рочнения при сжатии
отожженного вольфрама
W 99,96 со скоростью де¬
формации 2,0 с-1 при
разных температурах
(Bühler Н., Wagener Н.)
139

Рис. 5.127. Кривые упрочне¬
ния при сжатии (i=20° С)
отожженного тантала
(99,8%) с различными ско¬
ростями деформации (Büh¬
ler Н., Wagener Н.):
1 — 4-Ю-3 с-'; 2 — 3.2-Ю-2 с-1;
3 — 2,5-10-’ с-1; 4 — 2,0 с-1;
5 — 1,6-10 с-1; 6 — 1,25-Ю2 с-1;
7 — 5-Ю2 с-1; 8 — 103 с-1
Рис. 5.128. Кривые упроч¬
нения при сжатии (t=
= 20° С) отожженного нио¬
бия (99,86%) с различными
скоростями деформации
(Bühler Н., Wagener Н.):
1 — 4-Ю-3 с-1; 2 — 3,2-Ю-2 с-1;
3 — 2,5-10-’ с-1; 4 — 2,0 с-1;
5—1,610; 5—1,25-Ю2; 7-5-Ю2;
8 — 103
¿¡,кгс/мм2
Рис. 5.129. Кривые упрочнения при сжатии отожженного урана со скоро¬
стями деформации 0,25 (а), 2,0 (б) и 16 с-1 (в) при различных температу¬
рах (Bühler Н., Wagener Н.)
140

Рис. 5.131. Кривые
упрочнения при
растяжении (Прес¬
няков А. А., Сой-
мин Н. Я., Аубаки-
рова.Р. К.):
а — закаленного от
375°С в воде эвте¬
ктоида Al-Zn при
е=1 мм/мин при
275°С (/) и 300°С (2);
б — литого свинца С2
при 315°С (/); 300°С
(2)	и литого техни¬
чески чистого алю¬
миния А-85 при 550°С
(3)	при е=4 мм/мин
Рис. 5.130. Кривые упрочнения при сжатии сереб¬
ра при различных температурах * (° С) и скоро¬
стях деформации** (с-1) (Соколов Л. Д., Соле¬
нов В. М., Шнейберг А. М,. Скуднов В. А.):
/ — (—196)/ю-1; 2 — (—196)/4 • 10-3; 3 — (—90)/10->;
4 — (—90)/4 • 10-3; 5 — 25/10-1; 6 — 25/4 • 10-3
* В подписи к рисунку даны в числителе
** В подписи к рисунку дан I в знаменателе
Рис. 5.132. Кривые упрочнения при растяжении свинца (Соймин Н. Я., Ауба-
кирова Р. К., Пресняков А. А.):
а — после литья при 20° С со скоростью деформации 1 (/) и 4 мм/мин (2) и при 315° С
со скоростью деформации 1 мм/мин (3); б — после литья при 200° С (/) и предваритель¬
ного деформированного на 30% при 150° С (2) и скорости деформации 4 мм/мин; в —
предварительно деформированного на 60% при 100° С (/) и 20° С (2) и на 30% при 315° С
(3) и скорости деформации 4 мм/мин
141

(э^кгс/мм'
Рис. 5.133. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) свинца
(Dahlheimer R., Caspar Erbsloh J.):
1 — после прессования; 2 — пос¬
ле прессования и отжига
Рис. 5.134. Кривые упрочнения при сжатии свинца на пластометре
при температурах 0 (а); 20 (б) и 40° С (в) со скоростями деформа¬
ции 1 (/); 3 (2); 10 (3); 30 с-1 (4) (Сида Сигэру)
Рис. 5.135. Кривые упрочнения при растя¬
жении предварительно деформированных в
холодном состоянии до 8 = 60% олова при
125° С (/), свинца при 150° С (2) и алюми¬
ния при 625° С (3), со скоростью деформи¬
рования 4 мм/мин (Аубакирова Р. К-, Сой-
мин Н. Я., Пресняков А. А.)
142

б^кгс/мм2-
О О	1000	2000	3000	6000 ё} °/о
Рис. 5.136. Кривые упрочнения при кручении (/=20° С,
е=Ы0-2 с-1) эвтектоидного сплава 2п—А1 (20% А1 и
80% 2п) (Аубакирова Р. К., Кузьмин С. Л., Лихачев В. А.,
Мышляев М. М., Пресняков А. А., Чалаев Д.Р.):
1 — в отожженном состоянии при 275° С
каленном и состаренном состоянии при
в закаленном и состаренном состоянии
6$, кгс/мм
4,5
3,0
1,5
7,5
6,0
0
б5, кгс/мм2
44
7,0
0,6
0,2
0	200 400 600 800 1000 5,°/0
Рис. 5.137. Кривые упрочнения при растяжении сплава олово —
свинец эвтектического состава, предварительно деформированного
прессованием на 30 (/), 60 (2) и 80% (3) при температуре испы¬
тания 40 (а); 120 (б); 160° С (в) (Умурзаков Т А., Карпе-
нюк А. Н., Пресняков А. А., Жубаев А. Ж.)
143

Рис. 5.138 Кривые упрочнения
при сжатии (i = 20° С) алюминие¬
вого сплава AlMg3 после волоче¬
ния со степенями деформации
(Panknin W., Fritz Н.):
/ _ о%; 2 - 1%; 3 - 3%; 4 - 5%;
5 — 7%; 6 — 20%
Рис. 5.139. Кривые упрочнения
при растяжении (i=20° С)
алюминиевого сплава AlMg3
после осадки со степенями де¬
формации (Panknin W., Fritz
Н.):
/ —0%; 2—1%; 3 — 2,6%; 4-5,1%;
5 — 9,5%; 6 — 19,9%
Рис. 5.141. Кривые упрочнения
при растяжении (i=20° С) ла¬
туни Ms63 после осадки со сте¬
пенями деформации (Pank¬
nin W., Fritz Н.):
/ —0%; 2-1%; 3 — 2,5%; 4-5,5%;
5 — 10,3%; 6 — 19,5%
Рис. 5.140. Кривые упрочнения
при сжатии (/=20° С) латуни Ms63
после волочения со степенями де¬
формации (Panknin W., Fritz Н.):
Рис. 5.142. Кривые упрочнения при
сжатии (/=20° С) волоченых бронз
(Vater М., Stenger Н.):
1 — SnBzl; 2 — SnBz2; 3 — SnBz6; 4 —
SnBz8 (8% Sn); 5 — AlBz5; 6 — SiBz3;
7 - SnBz8 (9% Sn); 8 - AlBz9
144

65,кгс!мм2
6s,Krc/MM2
Рис. 5.143. Кривые упрочнения при растяжении
отожженного (/) и предварительно прокатанного
в холодном состоянии технически чистого алюми¬
ния со степенями деформации 30 (2), 60 (<?) и
80% (4) при температурах испытания 200 (а),
400 (б) и 475° С (в) (Samanta S. К.)
Рис. 5.144. Кривые упрочнения при растяжении (е = 4 мм/мин) алюминия
(А1 = 99,7%) после закалки и прокатки в холодном состоянии со степенью
деформации 13 (а), 30 (б), 60 (в) и 80% (г) при различных температурах
испытания [18]
145

ст>
6s,kzcImm‘‘
Рис. 5.146. Кривая упрочнения
при растяжении (/ = 20° С) го¬
рячекатаного листового техни¬
чески чистого железа С—
= 0,03% (Reinhold L.)
1 — 20° С; 2 — 100° С; 3 — 200° С; 4 — 300° С;
Рис. 5.147. Кривые упрочнения при
растяжении листового технически
чистого железа (С=0,038%) со ско¬
ростью деформации 8,3-10~4 с"1 при
различных температурах (Roger Can¬
non, Oleg D. Scherby)
Рис. 5.145. Кривые упрочнения при растяжении прокатанной в холодном
состоянии меди (99,99%) со степенью деформации 8 (а) и 25 (б) при
различных температурах (Борисенко Н. Д., Соймин Н. Я., Пресня¬
ков А. А.):
Рис. 5.148. Кривые упрочнения при
растяжении (/=20° С) листов в со¬
стоянии поставки из сталей 08кп (/,
2, 3) и 12Х18Н9Т (4, 5, 6) [35]:
1,4 — вдоль прокатки листа; 2, 5 — попе¬
рек прокатки; 3, 6 — теоретическая

б5,кгс/мм'
Рис. 5.149. Кривые упрочнения при
растяжении листовых материалов
(Рапкпш ЭД"., 8Ьа\ук1 5. А.):
1 — алюминия А1 99,5 (сорт А), 2 — алю¬
миний А1 99,5 (сорт В); 3 — алюминиевый
сплав А1Мп; 4 — низкоуглеродистая сталь
81 VII (С<0,10%, 5=0,995 мм); 5 — низко¬
углеродистая сталь 51 VIII (С<0,10%,
5=0,489 мм); 6 — низкоуглеродистая сталь
51 V! (С=0,06-^0,07%, 5=0,595 мм); 7 — низ¬
коуглеродистая сталь 61 (экю) (С =
=0,06-^0,07%, 5 = 0,947 мм)
6S)K3C/MMZ
Рис. 5.150. Кривые упрочнения при
растяжении (/ = 20° С) листов из
а-И, вырезанных под различным
углом относительно оси прутка
(Тапа1е Та1зиЬик1, ОкиЬо Тас1ат-
зипе, Оокуи Язао):
а — </з = 19 мкм; б — ¿з = 139 мкм;
0 — 0°; Д — 22,5°; • — 45°; □ — 67,5°;
X — 90°
0,02	0,04 0,06 0,08 0,1	0,2	£
Рис. 5.151. Кривые упрочнения при рас¬
тяжении (/=20° С) листовой спокойной
низкоуглеродистой стали (ав==
= 14 кгс/мм2) (Heye W., Sattler Н. Р.):
1 — вдоль прокатки листа; 2 — поперек про¬
катки листа
Рис. 5.152. Кривые упрочнения листовой
стали 12Х18Н9Т толщиной 0,25 мм при
растяжении (/ = 20° С) [1]:
1 — одноосном; 2 — двухосном
147

Рис. 5.153. Кривые уп¬
рочнения при растяже¬
нии (/=20° С) тонколис¬
товых материалов (Кюп-
перс В., Шульц Д.):
1 — аустенитная сталь
Х5СгМП8.7; 2 — аустенитная
сталь Х5СгЫП8.9; 3 — фер¬
ритная сталь Х8Сг17
Рис. 5.155. Кривая
упрочнения при рас¬
тяжении (1 = 20° С)
листа из стали
36ХНТЮ, 5=0,3 мм
(Богданова Ю. А.)
Рис. 5.154. Кривые уп¬
рочнения при растяже¬
нии (/=20° С) листовых
материалов (Рапкшп XV.»
Оа1а1 5. А., БсЬау/к!):
1	— латунь МэбЗ, толщина
листа 5=0,511 мм, ¿з = 51 мкм,
2	— латунь МзбЗ, 5=
=0,508 мм, ¿з=28 мкм; 3 —
сплав меди с латунью
N36218 (Си=62%; N¡ = 18%),
5 = 0,508 мм, ¿з=27 мкм;
4 — аустенитная сталь
Х12СгЫИ8.8, 5=0,505 мм
Рис. 5.156. Кривые упрочнения при растяжении (1=20° С)
листового алюминия А199,99 (А1 = 99,99%) со скоростью де¬
формации 7-Ю-5 (/); 7-Ю'4 (2); 7-Ю“3 (3); 2-Ю"2 (4);
7-Ю"2 (5); 7,8-10 (0; 8,4-10 (7); 9,1-10 с“1 (8) (Нате!
Н.—Л.):
а — вдоль прокатки листа; б — поперек прокатки листа
148

О 2	4	6	8	10 et°/e
Рис. 5.157. Кривые упрочнения при
растяжении (¿ = 20° С) листового
алюминия различной чистоты при ди¬
намических (ф) и статических (О)
испытаниях с различной скоростью
(с-1) (Hamel
1 — 1 • 10-4 (Al 99,39%); 2 — 1,5 • 10~4
(Al 99,4%); 3 — 1,5 • IO-2 (Al 99,4%); 4 —
3-10-3 (Al 99%); 5 — 2,2 • 102 (Al 99%);
6 - 3 • 102 (Al 99,0%); 7-5-10 (Al 99,39%);
8 — 7 • IO-4 (Al 99,3%); 9 — 7 Ю-5
(Al 99,3%); 10 - 6,9-10 (Al 99,3%); 11 -
8,4-10 (Al 99,3%); 12— l,10-3 (Al 99,3%);
13 — 9,2-10 (Al 99,3%); 14 - - - ‘
(Al 99,5%); /5 — 5 • 102 (Al 99,3%)
7 • 10-4
Рис. 5.159. Кривые упрочнения при
сжатии (/ = 20° С) листового мате¬
риала (Левандовский В. Ф., Голу¬
бев Т. М.):
1 — алюминия с 5=1,63 мм; 2 — меди с
5=1,57-4-1,63 мм
О 2	4	6	8
в)	г)
Рис. 5.158. Кривые упрочнения при
растяжении (¿=20° С листового алю¬
миния А1 99,3% (А1=99,3%) со ско¬
ростями деформации 7-Ю-5 (/);
7-10-4 (2); 7-10“3 (3); 1 • 10~3 (4);
2-Ю“2 (5); 6,2-10 (6); 6,9-10 (7);
8,4-10 (S); 9,4-10 (9); 1,03-102 с"1
(/(?); (Hamel Н,—J.):
а — отожженный, вдоль прокатки листа;
б — отожженный, поперек прокатки ли¬
ста; в — неотожженный вдоль прокатки
листа; г — неотожженный поперек прокат¬
ки листа
149

Рис. 5.160. Кривые упрочнения при
растяжении (/=20° С) листовых ма¬
териалов в состоянии поставки из
алюминиевого сплава АМцАМ (1, 2,
3) и латуни Л63 (4, 5, 6):
6Sjkzc/mmZ
Рис. 5.161. Кривые упрочнения при
растяжении (i=20° С) холоднокатано¬
го алюминиевого сплава AlMgSi
с различной скоростью (Hamel Н.—J.):
X — 7 • 10-5 С-1; □ — 1 • ю-3 С-1; Д —
1,7 • ю-2 С-1; V — 9,5 • 10 с-1;	9,6 • 10 с~*
1 — вдоль прокатки листа; 2 — попе¬
рек прокатки листа; 3 — теоретиче¬
ская [35]
Рис. 5.162. Кривая
упрочнения при
растяжении (/ =
=20° С) листа тол¬
щиной 0,2 мм из
сплава Н41ХТ
(Богданова Ю. А.)
150

Рис. 5.163. Кривые упрочнения при растяжении горяче¬
катаных материалов при температурах +20° С (а) и
—150° С (б) (Томенко Ю. С., Навроцкий И. В., Должен¬
ков Ф. Е.):
1 — сталь Ст2кп; 2 — композиционный материал 1Х18Н10Т+
+ Ст2кп (по 50%); 3 — 12Х18Н10Т
Рис. 5.164. Кривые упрочнения
при растяжении (/ = 20° С) со
скоростью деформации 3,3-10-3
с-1 отожженных материалов:
1 — меди; 2 — композиционного ма¬
териала Си+3% (объемных) А12О3;
3 — композиционного материала
Си+5% (объемных) А12О3; 4— ком¬
позиционного материала Си+10%
(объемных) А12О3 [21]
Рис. 5.165. Кривые упрочнения
при растяжении отожженных
композиционных материалов
Си+3% (объемных), А12О3 (а),
Си+5% (объемных) А12О3 (б),
Си + 10% (объемных) А12О3 (в)
при различных температурах
со скоростью деформации
3,3-10-3 с"1 [21]
151

61,кгс/мм‘
Рис. 5.166. Кривые упрочнения композиционных мате¬
риалов (Уманский Э. С., Дебривный И. Е., Крюч¬
ков В. В.):
а — /=20° С; 1 — носитель В; 2 — Руга1, 3 — РЕ-41у; 4 — РЕ-31;
5 —РЕ-41; б — Руга! при различных температурах; в — РЕ-41
при различных температурах

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Аверкиев А. Ю. Оценка штампуемости тонколистовых металлов. —
Труды МВТУ: Машины и технология обработки металлов давлением, М., Ма¬
шиностроение, 1973, № 165, вып. 10, с. 238—249.
2.	Влияние легирующих элементов на деформируемость стали. — Экс¬
пресс-информация. Технология и оборудование кузнечно-штамповочного про¬
изводства, 1975, № 9, М., ВИНИТИ, с.7—18.
3.	Влияние механических свойств листовых металлов на потерю устой¬
чивости формы.— Экспресс-информация. Технология и оборудование куз¬
нечно-штамповочного производства, 1975, № 14, М., ВИНИТИ, с.2—12.
4.	Глаголев Н. И.; Акаро И. Л.; Норицына Г. И. Исследование меха¬
ники процесса прессования с учетом температурно-скоростного фактора. —
В кн.: Исследование и внедрение прогрессивной технологии штамповки. М.,
МАМИ, 1971, с. 128—142.
5.	Губкин С. И. Пластическая деформация металлов, т. 2, М., Металлург-
издат, 1960. 416 с.
6.	Гун Г. Я.; Галкин А. М.; Белевич А. М. Тепловой эффект при испыта¬
ниях на пластометре. — Известия вузов. Черная металлургия, 1970, № 1,
с. 104 —107.
7.	Гусинский В. И. Исследование деформируемости малопластичных спла¬
вов при холодной объемной штамповке с противодавлением. —Труды ЭНИК-
МАШ: Оборудование и технология кузнечно-штамповочного производства.
Теория, проектирование, исследование. М., НИИМАШ, 1975, с.269—275.
8.	Дель Г. Д. Твердость деформируемого металла. — Известия АН СССР.
Металлы, 1967, № 4, с.97—102.
9.	Домальски Г. Г.; Шюкер Г. Деформируемость качественных сталей—
Черные металлы, 1970, № 20, с. 22—31.
10.	Исследование упрочнения в процессе усталости некоторых чистых
металлов./Шетулов Д. И., Магидов М. Б., Мясников А. М. и др. — Известия
АН СССР, Металлы, 1970, № 6, с. 165—169.
11.	Колмогоров Л. В. Напряжение. Деформация. Разрушение. Л., Ме¬
таллургия, 1970, 229 с.
12.	Кривые истинных напряжений титановых сплавов при различных
температурах и скоростях деформации./Полухин П. И., Миронов О. С., Кур¬
батов В. С. и др. — Технология легких сплавов, 1969, № 1, с.80—83.
13.	Кроха В. А. Кривые упрочнения металлов при холодной пластичес¬
кой деформации. М., Машиностроение, 1968, 131 с.
14.	Кроха В. А. Экспериментальные кривые упрочнения. — В кн.: Хо¬
лодная объемная штамповка. Справочник. М., Машиностроение, 1973, с.60—
15.	Матвеев А. Д. Исследование местного прекращения деформации и
изменения формы листовой заготовки в штамповочных операциях. — Авто¬
реферат на соискание ученой степени д-ра техн. наук. М., МАМИ, 1971.
16.	Механические свойства редких металлов./Соколов Л. Д., Скудное
В. А., Соленов В. М. и др./М., Металлургия, 1972, 287 с.
153

17.	Мещерин В. Т.; Ильин Л. Н. Влияние радиуса матрицы и зазора на
качество наружной поверхности гнутых П-образных деталей. — Кузнечно¬
штамповочное производство, 1973, № 2, с.5—7.
18.	Мофа Н. Н.; Пресняков А. А.; Аубакирова Р. К. Деформационное
разупрочнение алюминия при растяжении — Физика металлов и металло¬
ведения, 1975, том 40, вып. 4, с.842—845.
19.	Навроцкий Г. А.; Кроха В. А. Определение технологических усилий
и работы деформации при штамповке деталей на одно- и многопозиционных
автоматах. — В кн: Холодная объемная штамповка. Справочник. М., Маши¬
ностроение, 1973, с.295—310.
20.	Навроцкий Г. А. Кузнечно-штамповочные автоматы. М., Машино¬
строение, 1965. 424 с.
21.	Некоторые закономерности деформирования меди, содержащей вклю¬
чения А1203/Денисенко Э. Т., Войницкий А. Г., Костенко А. Д. и др. —
Проблемы прочности, 1970, №11, с.54—57.
22.	Нижник С. Б.; Черняк Н. И. Диаграммы деформирования и структу¬
ра нержавеющих сталей переходного класса.— Проблемы прочности, 1974,
№ 4, с. 70—73.
23.	Норицын И. А., Кислый П. Е. Определение механических характе¬
ристик стали при испытании на кручение. — Заводская лаборатория, 1960,
№ 8, с. 999—1006.
24.	Овчинников А. Г., Грайфер А. X. Влияние конфигурации формовоч¬
ного перехода на устойчивость заготовок при высадке.— Кузнечно-штампо¬
вочное производство, 1974, № 12, с. 3—5.
25.	Пахотин К. К.; Седоков Л. М. Расчет фактического сопротивления
сдвигу по результатам испытания упрочняющихся материалов при круче¬
нии.— Известия Томского политехнического института, 1975, том 241, с. 23—
27.
26.	Северденко В. П.; Тюрин Л. Н.; Орлов А. Р. Теплая деформация сред¬
неуглеродистых и нержавеющих сталей. — Кузнечно-штамповочное произ¬
водство, 1970, № 9, с. 11 —14.
27.	Смирнов-Аляев Г. А. — Механические основы пластической обработ¬
ки металлов. Л., Машиностроение, 1968. 271 с.
28.	Смирнов-Аляев Г. А.; Кроха В. А. О продольной устойчивости при
осадке образцов с торцовыми цилиндрическими выточками, заполненными
твердой смазкой. — Проблемы прочности, 1973, № 1, с. 119—121.
29.	Таловеров В. Н.; Мурасов А. Ш.; Наумчев Б. А. Сопротивление де¬
формации инструментальных сталей в интервале температур 20—800° С. —
В кн.: Выдавливание рельефных полостей технологической оснастки. Сбор¬
ник материалов научно-технического семинара. Таллин, НИПТИ систем
планирования и управления в электропромышленности ЭССР, 1972, с. 132—
144.
30.	Тытлянов А. Е.; Щеглов Б. А. Пластическое течение листового ме¬
талла при определении штампуемости гидростатическим методом. — Кузнеч¬
но-штамповочное производство, 1968, № 5, с. 22—26.
31.	Томленое А. Д. Элементы теории пластичности и расчеты течения
металлов в процессе холодной штамповки. М., Машиностроение, 1974,213 с.
32.	Упрочнение тонкого листа из нержавеющей стали./Михель К. X.,
Моцек X. М., Шмидт В. и др. — Черные металлы, 1976, 96, № 1, с. 13—19.
33.	Физические основы металловедения./Уманский Я. С., Финкельштейн
Б. Н., Блантер М. Е. и др. — М., Металлургиздат, 1955, 721 с.
34.	Шехтер В. Я. Теория кривых упрочнения. — В кн.: Холодная объем¬
ная штамповка. Справочник. М. Машиностроение, 1973, с.46—60.
35.	Яковлев С. П.; Шевелев В. В.; Коротков В. А. К вопросу о кривых
упрочнения анизотропных материалов. — В кн.: Технология машинострое¬
ния. Исследования в области пластичности и обработки металлов давлением.
Тула, Изд-во Тульского политехнического института, 1970, вып. 9, с. 170—
173.
154

36.	Bühler H., Hopfner H. G., Löwen J. Die Formänderungsfestigkeit von
Aluminium und einigen Aluminiumlegierungen. — Bänder — Bleche — Roh¬
re, 1970, Bd. II, № 12, S. 645—649.
37.	Dean T. A. Effect of billet temperature and deformation rate on loads
in two forging operations. — Metallurgie and Metal Forming, 1975, vol. 42,
№ 1, p.4—8.
38.	Fritzsch G., Siegel R. Kalt—und Warmfliesskurven von Baustählen.
Karl-Marx-Stadt, ZIF, 1965, 155 S.
39.	Gentzsch Gerhard. Kaltstauchen. Fliesspressen. Massivpragen. Düssel¬
dorf, VDI—Verlag, GMBH, 1968, T.I, 243. S.
40.	Kleemola H. I. Strain-hardening properties of 0—0, 5C, and I, OCu-
—I, ONi — 0,5C Steels. — Journal Iron and Steel Institute, 1970, Vol. 208,
№11, p.1025—1028.
41.	Ludwigson D. C. Modified Stress-Strain Relation for FCC Metals and
Alloys. —Metallurgical Transactions, 1971, vol. 2, № 10, p.2825—2828.
42.	Ohtakara V., Makamura T., Sakui S. Temperature and Strain Räte
Dependances of Flow Stress in Metals and Alloys in Torsinal Deformation —
Transactions Iron and Steel Institute of Japan, 1972, Vol. 12, N1, p.36—44.
43.	Plehn H. J. Berg und Hüttenmännische Monatshefte, Wien, 1970,
№3, S.48—60.
44.	Pysz G. Zum Einfluss des Spannungszustands auf die Kenngrössen des
Zugversuchs. Zusammenhang zwischen Spannung und Formänderung. — Neue
Hütte, 1973, Т.П, № 10, S. 611—615.
45.	Schwandt S. Das Formänderungsverhalten unlegierter und niedrig¬
legierter Stähle bei der Massivumformung. — Draht—Welt, 1970, Vol. 56,
№ 10, S. 574—581.	..
46.	Vater M.; Lienbart A. Überblick über die allgemeinen Grundlagen der
bildsamen Formgebung.— Bänder—Bleche —Rohre, 1971, Vol. 12, №6,
S.252—260.

СОДЕРЖАНИЕ
Условные обозначения и пояснения	 3
Введение	 5
1.	Применение кривых упрочнения в теории и практике обработки ме¬
таллов давлением	 8
1.1.	Определение предельной пластичности и штампуемости
металлов	 8
1.2.	Определение продольной устойчивости заготовок в процес¬
се пластической деформации	11
1.3.	Определение энергосиловых параметров технологических
процессов	13
1.4.	Расчет изменения температуры в процессе пластической
деформации	14
1.5.	Определение напряженно-деформированного состояния ме¬
талла 	14
1.6.	Определение эксплуатационных свойств деталей .... 15
1.7.	Исследование внутренних изменений строения металлов и
сплавов	15
2.	Показатель деформационного	упрочнения	17
2.1.	Методы определения показателя деформационного упроч¬
нения п	17
2.2.	Влияние различных факторов на величину п прутковых
материалов	18
2.3.	Влияние различных факторов на величину п листовых ма¬
териалов 	37
2.4.	Зависимость показателя п от класса сталей и типа крис¬
таллической решетки	42
3.	Связь напряжения течения с механическими свойствами и хими¬
ческим составом сплавов	44
3.1.	Связь напряжения	течения	с	химическим	составом	...	44
3.2.	Связь напряжения	течения	с	механическими	свойствами	46
156

4. Рекомендации по использованию кривых упрочнения в инженерной
практике и примеры расчетов	54
4.1.	Рекомендации по практическому применению кривых уп¬
рочнения 	54
4.2.	Расчет предельного	отношения	высоты к диаметру ... 56
4.3.	Расчет усилий	деформирования	57
5. Экспериментальные кривые упрочнения сталей, цветных металлов
и сплавов	59
Список литературы	153

ИБ № 1251
Валентина Андреевна Кроха
УПРОЧНЕНИЕ МЕТАЛЛОВ
ПРИ ХОЛОДНОЙ ПЛАСТИЧЕСКОЙ
ДЕФОРМАЦИИ
Редактор Т. Д. Онегина
Художественный редактор С. С. Водчиц
Технический редактор А. Ф. Уварова
Корректоры И. М. Борейша
и В. А. Воробьева
Обложка художника А. Я. Михайлова
Сдано в набор 18,07.79. Подписано
в печать 06.06.80. Формат 60X90716.
Бумага типографская № 2.
Гарнитура литературная.
Печать высокая. Усл. печ. л. 10.
Уч.-изд. л. 10,25. Тираж 11 700 экз.
Заказ 1261. Цена 50 к.
Издательство «Машиностроение»,
107076, Москва Б-96, Стромынский пер., 4
Московская типография № 4
Союзполиграфпрома
при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли
129041, Москва, Б. Переяславская, 46

Издательство «Машиностроение»
НОВЫЕ КНИГИ
по кузнечно-штамповочному
производству
Выпуск 1980 года
Зубцов М. Е. Листовая штамповка: Учебник для вузов.
3-е изд., перераб. и доп. 26 л., ил.
Ильин Л. Н. Основы учения о пластической деформации:
Учебник для техникумов. 10 л., ил.
Камнев П. В. Организация и планирование в кузнечных
цехах. 3-е изд., перераб. и доп. 7 л., ил. (Б-чка кузнеца нова¬
тора).
Новик Ф. С., А р с о в Я. Б. Оптимизация процессов техно¬
логии металлов методами планирования экспериментов: 18 л., ил.
О л ь ш а А. М. Листовая штамповка на многопозиционных
автоматах. 10 л., ил.
Петров Л. Н., Касатонов В. Ф., Этин И. 3. Ковка на
молотах и гидравлических прессах. 11 л., ил. (Б-чка кузнеца-но¬
ватора).
Поляков Ю. Л. Листовая штамповка легированных спла¬
вов. 8 л., ил.
Рудман Л. и. Наладка прессов для листовой штамповки:
Справочник. 14 л., ил. (Серия справочников для рабочих).
Сгибнев В. Ф. Ковочно-штамповочное производство: За¬
дачи и упражнения. Учебное пособие для техникумов. 2-е изд.,
перераб. и доп. 12 л., ил.
Смирнов В. К., Литвинов К. И., Харитонин С. В.
Горячая вальцовка заготовок. 10 л., ил.

Степанский Л. Г. Расчеты процессов обработки металлов
давлением. 18 л., ил.
Фойгельман Г. А. Альбом конструкций универсальных
штампов, блоков и узлов для холодной штамповки. 3-е изд.,
перераб. 28 л., ил.
Щеглов В. Ф., Максимов Л. Ю., Линц В. П. Кузнечно¬
прессовые машины: Теория, конструкция и расчет. Учебник для
техникумов. 2-е изд., перераб. и доп. 22 л., ил.
Электрооборудование кузнечно-прессовых машин: Справоч¬
ник / В. Е. Стоколов, Г. С. Усышкин, В. М. Степанов и др.
2-е изд., перераб. 23 л., ил.
Своевременно заказывайте и приобретайте новые книги из¬
дательства «Машиностроение» в магазинах, распространяющих
техническую литературу!