CC BY
19
УДК 539.4, 539.5
Откольная прочность стали 09ХН2МД, полученной методами горячей прокатки и прямого лазерного выращивания, в субмикросекундном диапазоне длительности нагрузки
111 2 С.В. Разоренов , Г.В. Гаркушин , А.С. Савиных , О.Г. Климова-Корсмик
1 Институт проблем химической физики РАН, Черноголовка, Московская область, 142432, Россия 2 Санкт-Петербургский государственный морской технический университет, Санкт-Петербург, 190121, Россия
Проведены измерения прочностных характеристик литой горячекатаной конструкционной легированной хладостойкой стали 09ХН2МД при ударном сжатии до 15.5 ГПа при скоростях деформирования в диапазоне 105-106 с1. На образцах, полученных по аддитивной технологии методом прямого лазерного выращивания, проведены исследования влияния направления наплавки и амплитуды ударного сжатия на динамический предел упругости и критические напряжения при откольном разрушении. Прочностные характеристики определялись путем анализа полных волновых профилей, регистрируемых в процессе нагружения с помощью лазерного доплеровского измерителя скорости VISAR. Найдено, что откольная прочность образцов литой стали практически не зависит от давления ударного сжатия, но сильно зависит от скорости деформирования перед отколом, а откольная прочность аддитивных образцов несколько ниже прочности образцов литой стали после горячей прокатки и не зависит от направления наплавки. При максимальном давлении ударного сжатия литой стали 09ХН2МД не зафиксировано ожидаемое при 13 ГПа а ^ е фазовое превращение.
Ключевые слова: сталь 09ХН2МД, аддитивные материалы, ударные волны, профиль скорости свободной поверхности, динамический предел упругости, откольная прочность
DOI 10.55652/1683-805X_2022_25_5_57
Spall strength of steel 09CrNi2MoCu obtained by hot rolling and direct laser deposition in the submicrosecond loading range
S.V. Razorenov1, G.V. Garkushin1, A.S. Savinykh1, and O.G. Klimova-Korsmik2
1 Federal Research Center of Problems of Chemical Physics and Medicinal Chemistry RAS, Chernogolovka, Moscow region, 142432, Russia 2 Saint Petersburg State Marine Technical University, St. Petersburg, 190121, Russia
Strength measurement results are reported for cast hot-rolled cold-resistant structural alloy steel 09CrNi2MoCu subjected to shock compression up to 15.5 GPa within the strain rate range of 105-106 s1. Samples fabricated by direct laser deposition were used to study the effect of the deposition direction and shock compression amplitude on the Hugoniout elastic limit and critical stresses during spall fracture. The strength characteristics were determined by analyzing the full waveform data recorded during loading by a VISAR laser Doppler velocity interferometer. It was found that the spall strength of cast steel samples is practically independent of the shock compression pressure, but strongly depends on the strain rate before spalling. The spall strength of additively manufactured samples is slightly lower than that of cast steel samples after hot rolling and does not depend on the deposition direction. The а ^ е phase transformation expected at 13 GPa in cast steel 09CrNi2MoCu under maximum shock compression pressure was not observed.
Keywords: 09CrNi2MoCu steel, additive materials, shock waves, free surface velocity profile, dynamic elastic limit, spall strength
© Разоренов С.В., Гаркушин Г.В., Савиных А.С., Климова-Корсмик О.Г., 2022
1. Введение
Высокопрочная низкоуглеродистая хладостойкая сталь марки 09ХН2МД широко используется для строительства атомных ледоколов, морских средств добычи полезных ископаемых и т.д. Исследования динамических свойств этой стали стимулируются необходимостью прогнозирования интенсивных воздействий техногенной или террористической природы на конструкции, поскольку в настоящее время такие данные отсутствуют. Применение аддитивных технологий [1-6] открывает дополнительные возможности инженерных приложений при создании готовых изделий из высокопрочной стали 09ХН2МД. Многочисленные и всесторонние исследования теплофизичес-ких и механических свойств различных аддитивных материалов в условиях статических и квазистатических нагрузок показали, что, как правило, их свойства не хуже, а иногда превосходят свойства их традиционных аналогов [7-9]. Экспериментальные данные для сталей, полученных традиционным методом, и сталей, полученных методами аддитивных технологий, необходимы для построения математических моделей, теоретических расчетов поведения конструкций, работающих в экстремальных условиях эксплуатации. Существуют также вопросы, связанные с оценкой влияния направления наплавки, скорости деформации и давления сжатия на характеристики сталей, полученных с помощью методов аддитивных технологий.
В работе [10] представлены результаты измерений динамического предела текучести этой стали, полученной традиционным способом, в диапазоне давлений ударного сжатия до 6 ГПа. Авторы нашли, что уменьшение интенсивности ударного сжатия до ~3.5 ГПа приводит к плавному уменьшению величины динамического предела текучести на 30 %, что близко к результатам нашей работы. Такие данные о свойствах аддитивных материалов, полученные при ударных напряжениях, очень немногочисленны, а результаты не всегда однозначны. Измерения прочностных характеристик при откольном разрушении, выполненные для нержавеющей стали 304L (аналог 12Х18Н10Т) [11], изготовленной по аддитивной технологии, выявили заметный рост этих характеристик по сравнению с их аналогами, полученными по традиционным технологиям. Тантал [12], также как и титановый сплав Ti-6Al-4V (аналог ВТ6) [13], полученный методом SLM (selective laser melting), имеет меньшую откольную проч-
ность его аналога. Кроме того, в работе [14] показано, что этот же аддитивно полученный сплав демонстрирует анизотропию откольной прочности в зависимости от направления слоев лазерной наплавки. Однако измерения разрушающих напряжений для сплава Ti-6Al-4V, полученного SLM методом [15], и этого же сплава, полученного методом DLD (direct laser deposition) [16], показали, что откольная прочность аддитивного титанового сплава даже несколько выше прочности аналогичного коммерческого сплава, а материал не проявляет анизотропии прочностных свойств относительно направления наплавки.
В работе [17] с целью выявления влияния термической обработки на прочностные характеристики путем регистрации и последующего анализа полных волновых профилей измерены динамический предел упругости и откольная прочность конструкционной легированной хладостойкой стали 09ХН2МД (АБ2-1), полученной по аддитивной технологии методом прямого лазерного выращивания при ударном сжатии амплитудой до 5.5 ГПа. Выявлено неоднозначное влияние различных режимов термообработки аддитивных образцов на их прочностные свойства как при статических, так и при динамических нагрузках. Измеренная откольная прочность аддитивных образцов несколько ниже прочности образцов стали после горячей прокатки независимо от их термообработки.
В данной работе представлены результаты исследований динамической прочности коммерческой горячекатаной стали 09ХН2МД в субмикро-секундном диапазоне длительности ударной нагрузки амплитудой 5-15 ГПа при скорости деформирования в диапазоне 105-106 с-1. Кроме того, проведены ударно-волновые эксперименты с образцами данной стали, полученной методом прямого лазерного выращивания, с целью выявления влияния амплитуды ударного сжатия на величину ее откольной прочности и анизотропии ее прочностных свойств при ударном сжатии относительно направления наплавки.
2. Материалы и постановка эксперимента
Ударно-волновые эксперименты проведены с образцами высокопрочной конструкционной легированной хладостойкой стали 09ХН2МД, полученной методом горячей прокатки.
Химический состав стали представлен в табл. 1. Помимо коммерческих литых образцов в работе
Таблица 1. Состав стали 09ХН2МД
Стандарт C Mn Cr Si Ni Cu Al Ca Mo Fe
ТУ5.961-11571-2006 0.080.11 0.300.60 0.300.70 0.170.37 1.802.20 0.400.70 0.010.05 0.03 0.35 Осн.
исследовались образцы этой же стали, полученные методом прямого лазерного выращивания (ПЛВ). Метод получения и результаты исследований микроструктуры аддитивных образцов и их механических свойств при статических нагрузках подробно описаны в работах [17-20]. В данной работе измерения проводились на аддитивных образцах стали двух типов — в исходном состоянии и после термической обработки, в несколько этапов: отжиг при Т = 550 °С в течение 30 мин и последующее охлаждение на воздухе, закалка в масло при Т = 900 °С в течение 2 ч и отпуск при Т = 600 °С в течение 4 ч при дальнейшем охлаждении в печи. Для всех образцов методом гидростатического взвешивания были проведены измерения плотности, средняя величина которой составляет р0 = 7.895 г/см3 и практически не зависит от типа образца. Измеренная с помощью ультразвукового метода скорость звука для продольной волны для аддитивных образцов в направлении прокатки, перпендикулярно направлению прокатки и горячекатаных образцов стали соответственно составляет с1 ^ ~ 5500 ± 30 м/с, с1 ~ 5520 ± 30 м/с и с1Ьак ~ 5710 ± 20 м/с. Заметно меньшее значение этой характеристики для аддитивных образцов, вероятно, связано с их менее гомогенной структурой по сравнению с литыми образцами, тогда как зависимости от направления наплавки практически нет.
Металлографический анализ микроструктуры литых образцов после горячей прокатки и образцов после ПЛВ без термообработки показал практически идентичную структуру, представленную гранулярным бейнитом [19, 20]. В аддитивных образцах после термообработки структура представляет собой смесь бейнитного феррита и гранулярного бейнита.
Для ударно-волновых экспериментов по исследованию влияния амплитуды и длительности ударной волны на величину откольной прочности плоские образцы горячекатаной стали толщиной от 0.5 до 6 мм вырезались из заготовки на электроэрозионном станке АРТА 120 в воде. Для экспериментов по исследованию анизотропии прочностных свойств аддитивных образцов и влияния давления ударного сжатия на их прочностные свойства из заготовок аддитивного материала размером 10 х 10 х 20 мм3 с отчетливо видимым направлением наплавки тем же методом вырезались образцы номинальной толщиной 2 мм таким образом, чтобы направление ударного сжатия совпадало с направлением наплавки или было перпендикулярно ей. В табл. 2 указаны условия проведенных экспериментов. Эксперимент 6 выполнен на пневматической пушке калибром 50 мм с вольфрамовым ударником, скорость соударения ~615 м/с измерена с помощью электроконтактных датчиков. Вольфрамовый ударник толщиной
Таблица 2. Условия экспериментов и результаты обработки волновых профилей, полученных в экспериментах на образцах горячекатаной стали разной толщины
№ Тип образца / скорость ударника, м/с hs, мм h "imp? мм р 1 max ГПа V/V), 105 с-1 °ЫЕЬ ГПа Y, ГПа cSp, ГПа h мм
1 Горячекатаный / 630 ± 30 6.01 1.98 7.7 0.4 1.31 0.60 3.02 1.53
2 Горячекатаный / 630 ± 30 [17] 2.00 0.43 5.1 2.1 1.78 0.95 4.20 0.39
3 Горячекатаный / 630 ± 30 1.00 0.21 4.8 3.5 1.53 0.70 4.30 0.20
4 Горячекатаный / 630 ± 30 0.53 0.10 4.3 5.5 1.93 0.88 >4.00 -
5 Горячекатаный / 1250 ± 50 2.00 0.38 11.5 2.6 1.80 - 4.17 0.37
6 Горячекатаный / 615 ± 5 1.99 W 0.49 15.5 1.4 1.81 - 3.70 -
Здесь Н5 — толщина образца, Н^тр — толщина ударника, Ртах — амплитуда волны сжатия, У/У0 — скорость деформирования в волне разгрузки, аНЕЬ — динамический предел упругости, У — динамический предел текучести, а5р — от-кольная прочность, Н5р — толщина откольной пластины.
0.49 мм размещался на торце пустотелого снаряда, выполненного из материала Д16. В качестве рабочего газа использовался гелий технической чистоты.
Ударные волны различной амплитуды и длительности генерировались в горячекатаных образцах при соударении с плоской алюминиевой пластиной номинальной толщиной от 0.1 до 2 мм, разогнанной с помощью взрывных устройств до скорости 630 ± 30 или 1200 ± 50 м/с [21]. Давление ударного сжатия при этом варьировалось в диапазоне от 4.3 до 11.5 ГПа, скорость деформирования перед откольным разрушением изменялась от 0.4 • 105 до 5.5 • 105 с-1. Эксперимент при максимальном давлении ударного сжатия 15.5 ГПа выполнен на пневматической пушке, когда вольфрамовый ударник толщиной ~2 мм разгонялся в стволе пушки сжатым до 140 атм гелием до скорости ~615 ± 5 м/с перед соударением с образцом. Все эксперименты проведены на воздухе при комнатной температуре. Во всех экспериментах проводилась регистрация полных волновых профилей — зависимостей скорости свободной поверхности образцов от времени с помощью доп-леровского лазерного интерферометрического измерителя скорости VISAR [22], имеющего временное разрешение около 1 нс и пространственное разрешение ~0.01 мм2.
3. Результаты исследования и их обсуждение 3.1. Горячекатаная сталь 09ХН2МД
Метод исследований — анализ полных волновых профилей — основывается на том факте, что в процессе распространения ударной волны по образцу происходит эволюция (изменение) ее формы и при выходе на свободную поверхность она определяется, в том числе, и процессами уп-ругопластического деформирования и разрушения в материале [14, 15]. Анализ волновых профилей, полученных в процессе ударно-волнового нагружения образцов, позволяет получить не только качественную картину отклика материала на ударное сжатие, но и определить его прочностные характеристики.
Профили скорости свободной поверхности образцов стали 09ХН2МД, полученных методом горячей прокатки, при различных амплитудах и длительности ударного сжатия представлены на рис. 1. Ударный фронт состоит из упругого предвестника и пластической волны сжатия, за которой следует волна разгрузки. Максимальное на-
пряжение во фронте упругой волны — динамический предел упругости материала аНЕь пропорционален амплитуде упругой волны (упругого предвестника) и определяется как аНЕЬ = р0с/иНЕь/2 [21], где с1 — продольная скорость звука; иНЕЬ — измеренная из волнового профиля амплитуда упругой волны сжатия. Динамический предел текучести в условиях одномерной деформации связан с пределом упругости простым соотношением
3 ^
"'НЕЬ
а y = 7 а
Г С 2 ^ 1 - C2
-l У
где еъ — объемная скорость звука, равная для этой стали 4580 ± 20 м/с.
Амплитуда пластической волны сжатия определяется как
Ртах = РоЦ^, где р0 — плотность образцов; и — скорость ударной волны; — массовая скорость, определяемая из профилей скорости. При расчете параметров ударного сжатия из полученных волновых профилей использовалась ударная адиабата исследуемой стали в виде линейного соотношения между скоростью ударной волны и и массовой скоростью ир: и = 4.58 + 1.49ир.
Сразу за пластической волной сжатия регистрируется уменьшение скорости поверхности, связанное с выходом на нее волны разрежения. Из рис. 1 видно, что в цикле «ударное сжатие - разгрузка» почти все волновые профили, кроме профилей с максимальной амплитудой и толщиной образца 6 мм, имеют форму близкую к треугольной. Это связано с тем, что при выбранном в этих
о ^
s 800
н
о
о
К
X
£600 со
о
С
«
й 400 о ю о ю о
£ 200
о
о
Он
s
U о
Горячая прокатка
r¡\№6
-
- _±___N V Откольное разрушение
\A/vА
VW4
i — ч № i ;
■ н-1
-s ■ lé v 1\ Л
■ j i \ №2 1 \№3 1№4 ■ i . _J i i J i i
0.0
0.4
0.8 1.2 Время, мкс
1.6
2.0
Рис. 1. Профили скорости свободной поверхности образцов стали 09ХН2МД, полученных методом горячей прокатки. Условия экспериментов для каждого профиля указаны в табл. 2 (цветной в онлайн-версии)
экспериментах соотношении толщин образца и ударника, равном примерно 1 к 5, вблизи свободной поверхности начинается затухание ударной волны под действием догоняющей ее волны разгрузки и импульс сжатия имеет треугольную форму. В эксперименте 1 с толстым образцом (6 мм) при соотношении толщины образца и ударника 1: 3 еще нет затухания импульса сжатия и волновой профиль имеет трапециевидную форму, а давление ударного сжатия в этом случае выше, чем в остальных экспериментах со скоростью соударения 630 ± 30 м/с, и составляет 7.7 ГПа.
При взаимодействии следующих за волной сжатия падающей и отраженной от свободной поверхности волн разрежения внутри образца генерируются растягивающие напряжения. Когда в какой-то области образца они превышают критические для данного материала разрушающие напряжения, происходит образование многочисленных трещин или пор, которые затем образуют одну большую трещину, приводящую к внутреннему расслоению образца, так называемому отколь-ному разрушению. Первый минимум скорости на профиле волны соответствует по времени образованию внутри образца откольной трещины. Вследствие релаксации растягивающих напряжений от критической величины до нуля в момент образования откольной трещины формируется вторая волна сжатия — откольный импульс. Критические разрушающие напряжения (откольная прочность материала о8р) пропорциональны спаду скорости поверхности Ди& (рис. 1) от ее максимума до первого минимума перед фронтом отколь-ного импульса. Величина откольной прочности определяется как
= V2 Р0СЬ(Л% +5Х
где 5 — поправка на искажение профиля скорости вследствие упругопластического поведения материала [23]. Многочисленные измерения откольной прочности показали, что эта поправка минимальна и составляет несколько процентов, когда форма импульса сжатия близка к треугольной.
Как это видно из рис. 1, в опыте с минимальной толщиной образца (0.53 мм) не регистрируется откольный импульс, т.е. в этом эксперименте не происходит откольного разрушения образца, а профиль волны фактически повторяет форму исходного импульса сжатия в цикле «сжатие - разгрузка». В силу быстрого затухания самого короткого импульса сжатия по мере его распространения по образцу, в этом случае реализуется ми-
нимальная амплитуда волны сжатия, которая меньше откольной прочности данного материала, т.е. растягивающие напряжения не достигают критического значения. Из этого эксперимента можно получить только оценку снизу максимальных растягивающих напряжений. Небольшой гистерезис скорости связан с упругопластическим поведением материала при сжатии и разгрузке. Во всех остальных случаях регистрируется от-кольный импульс различной амплитуды и его реверберация в откольной пластине, как затухающие колебания скорости. По времени одной осцилляции откольного импульса Д( в откольной пластине можно определить ее толщину как Н^ = сД/2.
Условия экспериментов и результаты обработки волновых профилей представлены в табл. 2. Из сравнения волновых профилей, представленных на рис. 1, видно, что во всех экспериментах, кроме 4, откольное разрушение образцов происходит без задержки. При низких давлениях ударного сжатия (профили 2 и 3) развитие откола происходит медленнее, откольный импульс слабый и быстро затухает. В остальных экспериментах, когда давление ударного сжатия значительно превышает откольную прочность материала, откольный импульс представляет собой ударную волну достаточно большой амплитуды с резким фронтом. На профиле фиксируются многократные переотражения откольного импульса с небольшим затуханием амплитуды осцилляций, а их средняя скорость почти не меняется. Это означает, что от-кольная пластина практически сразу отделяется от основного образца. Такой вид откольного разрушения характерен для высокопрочных легированных сталей, титановых сплавов, тантала и т. п., которые демонстрируют квазихрупкий характер разрушения при отколе, когда откольное разрушение происходит очень быстро в узкой области [24, 25].
На рис. 2 представлены результаты обработки волновых профилей в виде зависимости отколь-ной прочности стали 09ХН2МД от скорости деформирования материала перед откольным разрушением. В данном случае она фактически является скоростью расширения вещества в волне разрежения и равна
V иг„г (1)
V
0
2сь'
где ийг — скорость спада скорости свободной поверхности в волне разгрузки перед отколом,
С 5
Lh
4
5
н О
• плв
1 О Горячая прокатка ^ ■
11.5 ГПа х - '
11.3 ГПа А 4.8ГПа>Л : TjX," 14.3ГПа
Ю.бГПаДКУ 5.1 ГПа :
: 7.7ГПа ^ Т
■ 3.52- (х/105)0154
10э
Скорость деформирования, с
-1
10fc
Рис. 2. Откольная прочность стали 09ХН2МД, полученной горячей прокаткой и методом прямого лазерного выращивания (цветной в онлайн-версии)
определяемая из волнового профиля. Из рис. 2 видно, что откольная прочность горячекатаной стали 09ХН2МД сильно зависит от скорости деформирования, что типично для большинства металлов и сплавов, и практически не зависит от давления ударного сжатия в этом диапазоне давлений. Как и ожидалось, величина откольной прочности образцов горячекатаной стали возрастает примерно на 30 % с ростом скорости деформирования примерно на порядок, так же, как это найдено и для других металлов и сплавов [21].
Кроме того, из этих экспериментов видно, что динамический предел упругости этой стали имеет тенденцию к уменьшению по мере распространения упругой волны по образцу, что тоже является довольно распространенным явлением для металлов и сплавов при ударном сжатии [24]. Представленную на рис. 2 зависимость откольной прочности от скорости деформирования в волне разгрузки можно аппроксимировать степенной зависимостью в виде
' V/V0 ?
, (2)
°sp = A
V °0 У
где ¿0=105 с-1; А — коэффициент, принимающий значение а8р при ¿0=105 с-1 на полученной зависимости; в — показатель степенной зависимости. Для исследуемой стали, полученной методом горячей прокатки, эти параметры, определенные из зависимости на рис. 2, соответственно равны А = 3.52 ГПа, в = 0.154.
Нужно отметить, что в эксперименте с максимальной амплитудой ударного сжатия 15.5 ГПа в горячекатаной стали 09ХН2МД не зарегистриро-
вано формирование двухволновой конфигурации пластической волны сжатия, связанной с ожидаемым в диапазоне около 13 ГПа обратимым а ^ в фазовым превращением, присущим некоторым сталям и чистому железу [21].
При аналогичных данной работе условиях ударной нагрузки в работе [10] получены значения динамического предела упругости примерно на 20 % выше. Однако там не указана возможная термообработка этой стали, которая и могла привести к такой разнице результатов измерений.
3.2. Сталь 09ХН2МД, полученная методом прямого лазерного выращивания
Специфические особенности изготовления заготовок аддитивных материалов путем наплавки металлического порошка в определенном направлении предъявляют повышенные требования к изотропности их механических свойств относительно направления наплавки. В работе [13] найдена значительная анизотропия откольной прочности относительно направления наплавки слоев. В данной работе проведена серия экспериментов с образцами стали 09ХН2МД, полученной методом прямого лазерного выращивания, в исходном состоянии и после термообработки. Образцы в этих экспериментах вырезались из тех же заготовок, что и образцы, исследуемые в работе [17], таким образом, что направление удара совпадало с направлением наплавки или было перпендикулярно ей. Кроме того, были проведены эксперименты при повышенном до 10-11 ГПа давлении
Рис. 3. Профили скорости свободной поверхности образцов стали 09ХН2МД, нагружаемых вдоль и перпендикулярно ( ^ ) направлению наплавки при одних и тех же условиях нагружения. Условия экспериментов для каждого профиля указаны в табл. 3 (цветной в онлайн-версии)
Таблица 3. Условия экспериментов и результаты обработки волновых профилей, полученных в экспериментах на образцах, полученных методом прямого лазерного выращивания (ПЛВ)
№ Тип образца / скорость ударника, м/с мм мм р 1 ша» ГПа V/ Ъ, 105 с-1 СНЕЬ ГПа У, ГПа ГПа мм
7 ПЛВ, исх. сост. (Т1) [17] / 630 ± 30 2.01 0.43 5.12 2.3 1.62 0.46 3.83 0.39
8 ПЛВ, исх. сост. (Т1), 1 / 630 ± 30 2.00 0.38 4.44 1.9 1.78 0.81 3.73 0.36
9 ПЛВ, исх. сост. (Т1) / 1250 ± 50 2.02 0.38 11.40 2.1 1.83 - 4.10 0.35
10 ПЛВ, отжиг + закалка + отпуск (Т3) [17] / 630 ± 30 2.03 0.46 5.25 2.0 1.86 0.83 3.92 0.42
11 ПЛВ, отжиг + закалка + отпуск (Т3), 1 / 630 ± 30 1.98 0.38 4.70 2.2 1.76 - 3.96 0.36
12 ПЛВ, отжиг + закалка + отпуск (Т3) / 1250±50 1.99 0.38 10.60 2.0 1.77 - 4.05 0.35
ударного сжатия, когда направление удара совпадало с направлением наплавки. На рис. 3 представлены результаты регистрации волновых профилей, полученных в этих экспериментах со скоростью соударения 630 ± 30 м/с.
Как видно из рис. 3 и табл. 3, в экспериментах с образцами, нагружаемыми перпендикулярно направлению наплавки, наблюдается несколько более быстрое затухание волны сжатия — амплитуда ударной волны примерно на 10 % меньше в обоих случаях. При этом видно, что снижение амплитуды импульса сжатия приводит к иной картине откольного импульса — откольный импульс в этих экспериментах слабо выражен и быстро затухает, что говорит о более медленном, за-
: 1 ' 1 Ч ...... 1 1 1 09ХН2МД ......... 1 :
| О Горячая прокатка
Г О ПЛВ -; ^ * ^ VI Я . *
1 ■ Армко-железо [25] ■
• 15Х2НМФА [26] ■
т ■X • 12Х18Н10Т [27] ;
■Г ...... ......... ♦ 09Г2СА-А [28] .........
104 105 106
Шо, с"1
Рис. 4. Сравнение откольной прочности армко-железа [25], высокопрочных легированных сталей марок 15Х2НМФА [26], 12Х18Н10Т [27] и 09Г2СА-А [28] с результатами для стали 09ХН2МД, полученной методом горячей прокатки или методом прямого лазерного выращивания (цветной в онлайн-версии)
тянутом процессе разрушения. Такая картина откольного разрушения типична, когда максимально давление в ударной волне сжатия незначительно превышает критические разрушающие напряжения. Тем не менее откольная прочность, рассчитанная из этих волновых профилей, практически не зависит от направления удара относительно направления наплавки, т.е. анизотропии прочностных свойств для аддитивной стали 09ХН2МД в этих условиях нагружения не наблюдается. Динамический предел упругости аддитивных образцов, нагружаемых перпендикулярно направлению наплавки, не зависит от термообработки образца и составляет ~1.77 ГПа.
Рост давления ударного сжатия в экспериментах с аддитивными образцами приводит к незначительному росту откольной прочности образцов примерно на 3-5 %. Такой эффект может быть связан с небольшим «уплотнением» имеющихся в структуре аддитивных образцов несплошностей, связанных с технологией лазерной наплавки.
На рис. 4 для сравнения с полученными результатами представлены результаты измерений откольной прочности для армко-железа [25], реакторной конструкционной стали 15Х2НМФА [26], коррозионно-стойкой аустенитной стали 12Х18Н10Т [27] и 09Г2СА-А [28] в зависимости от скорости деформирования. Видно, что в рамках разброса измерений при одинаковых условиях нагружения критические разрушающие напряжения высокопрочных сталей при отколе имеют примерно одинаковые значения независимо от технологии их получения и значительно превышают откольную прочность мягкой нержавеющей стали 12Х18Н10Т и армко-железа.
4. Заключение
С помощью регистрации и анализа волновых профилей проведены систематические измерения динамического предела упругости и критических разрушающих напряжений при отколе литой горячекатаной конструкционной легированной хладостойкой стали 09ХН2МД при ударном сжатии от 5 до 15 ГПа и скоростях деформирования в диапазоне 105-106 с1. Аналогичные эксперименты, выполненные на образцах этой стали, изготовленных по аддитивной технологии методом прямого лазерного выращивания, показали отсутствие анизотропии их прочностных свойств относительно направления наплавки, а откольная прочность образцов литой стали незначительно превышает прочность аддитивных образцов и практически не зависит от давления ударного сжатия независимо от технологии изготовления. Зависимость откольной прочности литой стали от скорости деформирования перед отколом описывается степенной функцией, а ее величина практически совпадает с прочностью других высокопрочных легированных сталей и значительно превышает прочность армко-железа и мягкой нержавеющей стали. Минимальный предел упругости измерен в образцах исходной аддитивной стали без термообработки. При максимальном давлении ударного сжатия образцов литой стали 09ХН2МД 15.5 ГПа не зафиксировано образование двухволновой конфигурации фронта пластической волны сжатия, связанное с ожидаемым в области 13 ГПа а ^ s фазовым превращением.
Благодарности
Работа выполнена при финансовой поддержке Министерства науки и высшего образования РФ (соглашение с ОИВТ РАН № 075-15-2020-785). Ударно-волновые эксперименты выполнены на оборудовании Московского регионального взрывного ЦКП РАН.
Литература
1. Frazier W.E. Metal additive manufacturing: A review // J. Mater. Eng. Perform. - 2014. - V. 23. - P. 19171928. - https://doi.org/10.1007/s11665-014-0958-z
2. Lancaster R.J., Fortunato A., Kolisnychenko S. Metal Additive Manufacturing. - Baech: Trans. Tech. Publ. Ltd., 2020.
3. Dutta B., Palaniswamy S., Choi J., Song L.J., Mazum-der J. Additive manufacturing by direct metal depositi-
on // Adv. Mater. Process. - 2011. - V. 169(5). -P. 33-36. - https://doi.Org/10.1016/j.phpro.2015.11.054
4. Shamsaei N., Yadollahi A., Bian L., Thompson S.M. An overview of direct laser deposition for additive manufacturing. Part II: Mechanical behavior, process parameter optimization and control // Additiv. Manuf. -2015. - V. 8. - P. 12-35. - https://doi.org/10.1016/j. addma.2015.07.002
5. Yap C.Y., Chua C.K., Dong Z.L., Liu Z.H., ZhangD.Q., Loh L.E., Sing S.L. Review of selective laser melting: Materials and applications // Appl. Phys. Rev. -2015. - No. 2. - P. 041101. - https://doi.org/10.1063/ 1.4935926
6. U.S. Patent US6676892B2. Direct Selective Laser Sintering of Metals / S. Das, J.J. Beaman. - 2004.
7. Zhao D., Han C., Li Y., Li J., Zhou K., Wei Q., Liu J., Shia Y. Improvement on mechanical properties and corrosion resistance of titanium-tantalum alloys in-situ fabricated via selective laser melting // J. Alloys Compnd. - 2009. - V. 804. - P. 288-298. - https://doi. org/10.1016/j.jallcom.2019.06.307
8. Gangireddy S., Komarasamy M., Faierson E.J., Mish-raa R.S. High strain rate mechanical behavior of Ti-6Al-4V octet lattice structures additively manufactured by selective laser melting (SLM) // Mater. Sci. Eng. A. - 2019. - V. 745. - P. 231-239. - https://doi.org/ 10.1016/j.msea.2018.12.101
9. Fadida R., Rittel D., Shirizly A. Dynamic mechanical behavior of additively manufactured Ti6Al4V with controlled voids // J. Appl. Mech. - 2015. - V. 82. -P. 041004-1. - https://doi.org/10.1115/1.4029745
10. Мещеряков Ю.И., Диваков А.К., Макаревич И.П., Томашевский В.Т., Малышевский Ю.В., Сильни-ков М.В. О^еделение динамических xapaKrep^-тик пластичности конструкционных мaтеpиaлов в диапазоне crapoc^ дефоpмaции 103-105 с-1 // Деформация и разрушение материалов. - 2009. -Т. 7. - С. 36-41.
11. Wise J.L., Adams D.P., Nishida E.E., Song B., Ma-guire M.C., Carroll J., Reedlunn B., Bishop J.E., Palmer T.A. Comparative shock response of additively manufactured versus conventionally wrought 304L stainless steel // AIP Conf. Proc. - 2017. - V. 1793. -P. 100015. - https://doi.org/10.1063/L4971640
12. Gray III G.T., Knapp C.M., Jones D.R., Livescu V., Fensin S., Morrow B.M., Trujillo C.P., Martinez D.T., Valdez J.A. Structure/property characterization of spal-lation in wrought and additively manufactured tantalum // AIP Conf. Proc. - 2018. - V. 1979. -P. 060002. - https://doi.org/10.1063/L5044799
13. Jones D.R., Fensin S.J., Dippo O., Beal R.A., Livescu V., Martinez D.T., Trujillo C.P., Florando J.N., Kumar M., Gray III G.T. Spall fracture in additive manufactured Ti-6Al-4V // J. Appl. Phys. - 2016. -V. 120. - P. 135902. - https://doi.org/10.1063/1.4963 279
14. Brown D., Ameri A.H., Gregg A., Austin D.C., Escobe-do J.P., Hazell P.J., East D., Quadir M.Z. Dynamic mechanical response of additive manufactured Ti-6Al-4V // AIP Conf. Proc. - 2018. - V. 1979. -P. 070008. - https://doi.org/10.1063/L5044817
15. Paris V., Cohen A., Gudinetsky E., Hevroni R., Samu-ha S., Osovsky S., Tiferet E., Yosef-Hai A. Study of flow stress and spall strength of additively manufactured Ti-6Al-4V alloy // EPJ Web Conf. - 2018. -V. 183. - P. 03003. - https://doi.org/10.1051/epjconf/ 201818303003
16. Разоренов С.В., Гаркушин Г.В., Савиных А.С., Кли-мова-Корсмик О.Г., Шальнова С.А., Гущина М.О. Динамическая прочность титанового сплава ВТ6, полученного методом прямого лазерного выращивания // Физ. мезомех. - 2021. - Т. 24. - № 3. - С. 1725. - https://doi.org/10.24412/1683-805X-2021-3-17-25
17. Klimova-Korsmik O., Turichin G., Mendagaliyev R., Razorenov S., Garkushin G., Savinykh A., Korsmik R. High-strain deformation and spallation strength of 09CrNi2MoCu steel obtained by direct laser deposition // Metals. - 2021. - V. 11. - No. 8. - P. 1305. -https://doi.org/10.3390/met11081305
18. Мендагалиев Р., Петрова С.Г., Климова-Корс-мик О.Г., Иванов С.Ю., Корсмик Р.С. Влияние на формирование структуры и свойства стали 09ХН2МД параметров технологических режимов прямого лазерного выращивания для изделий, эксплуатируемых в условиях Арктики // Неделя науки Санкт-Петербургского государственного морского технического университета. - 2018. - Т. 2. - С. 261.
19. Mendagaliyev R., Turichin GA., Klimova-Korsmik O.G., Zotov O.G., Eremeev A.D. Microstructure and mechanical properties of laser metal deposited cold-resistant steel for Arctic application // Proc. Manuf. - 2019. -V. 36. - P. 249. - https://doi.org/10.1016/j.promfg. 2019.08.032
20. Алексеев В.И., Фирсов А.М., Мендагалиев Р., Кли-мова-Корсмик О.Г. Микроструктурные особенности изделий из стали 09ХН2МД, полученных технологией прямого лазерного выращивания // Неделя науки Санкт-Петербургского государственного
морского технического университета. - 2019. -Т. 1. - № 1. - С. 61.
21. Канель Г.И. Ударные волны в физике твердого тела. - M.: Физматлит, 2008.
22. Barker L.M., Hollenbach R.E. Laser interferometer for measuring high velocities of any reflecting surface // J. Appl. Phys. - 1972. - V. 43. - P. 4669. - https://doi. org/10.1063/1.1660986
23. Канель Г.И. Искажение волновых профилей при отколе в упругопластическом теле // ПМТФ. -2001. - Т. 42. - № 2. - С. 1-5.
24. Zaretsky E.B., Kanel G.I. Yield stress, polymorphic transformation, and spall fracture of shock-loaded iron in various structural states and at various temperatures // J. Appl. Phys. - 2015. - V. 117. - P. 195901. -https://doi.org/10.1063/L4921356
25. Канель Г.И., Разоренов С.В., Гаркушин Г.В., Ашит-ков С.И., Комаров П.С., Агранат М.Б. Сопротивление деформированию и разрушению железа в широком диапазоне скоростей деформации // ФТТ. -2014. - Т. 56. - № 8. - С. 1518-1522. - https://doi. org/10.1134/S1063783414080113
26. Канель Г.И., Гаркушин Г.В., Савиных А. С., Разоренов С.В., Атрошенко С.А. Высокоскоростная деформация и разрушение стали 15Х2НМФА под действием ударной нагрузки при нормальной и повышенной температурах // ЖТФ. - 2020. - Т. 90. -№ 3. - С. 444-449. - https://doi.org/10.21883/JTF. 2020.03.48929.295-19
27. Гаркушин Г.В., Канель Г.И., Разоренов С.В., Савиных А. С. Аномалия динамической прочности аус-тенитной нержавеющей стали 12Х18Н10Т в условиях ударно-волнового нагружения // МТТ. -2017. - № 4. - С. 69-79. - https://doi.org/10.3103/ S0025654417040070
28. Канель Г.И., Гаркушин Г.В., Савиных А. С., Разоренов С. В., Атрошенко С. А. Исследование скоростных зависимостей напряжения пластического течения и разрушения стали 09Г2СА-А при нормальной и повышенной температурах // ЖТФ. - 2021. -Т. 91. - № 11. - С. 1698-1706. - https://doi.org/10. 21883/JTF.2021.11.51531.116-21
Поступила в редакцию 12.11.2021 г., после доработки 12.01.2022 г., принята к публикации 15.01.2022 г.
Сведения об авторах
Разоренов Сергей Владимирович, д.ф.-м.н., проф., зав. лаб. ИПХФ РАН, razsv@ficp.ac.ru Гаркушин Геннадий Валерьевич, к.ф.-м.н., снс ИПХФ РАН, garkushin@ficp.ac.ru Савиных Андрей Сергеевич, к.ф.-м.н., снс ИПХФ РАН, savas@ficp.ac.ru Климова-Корсмик Ольга Геннадьевна, к.т.н., нач. отд. СПбГМТУ, o.klimova@ltc.ru
