選區激光熔化制備多孔結構的成形偏差及力學性能與壓縮失效分析

徐榕蔚，張振杰，劉清原,2，張光輝，龍芋宏

(1.桂林電子科技大學，桂林， 541004；2.華中科技大學，武漢， 430074)

0 序言

多孔結構在自然界廣泛存在，例如蜂窩、植物的桿莖、動物的骨骼等，人們發現其具有傳統密實結構不具備的特點與性能.多孔結構不僅具有輕質高強、高比剛度、高吸能等性能，還具有抗震吸能、散熱透氣、降噪屏蔽等特性，是兼具功能與結構的工程材料[1-3].尤其是有序分布的多孔結構具有設計性良好、性能便于調節的優勢，在當今全球工業飛速發展的背景下，應用潛力巨大[4-5].

傳統加工工藝制造結構復雜、尺寸細小的多孔結構非常困難，使得多孔結構和性能優勢未能完全發揮.隨著增材制造技術的出現與發展，擺脫傳統工藝刀具、夾具的束縛，使得多孔結構的制造能力顯著提高，應用領域更加廣泛.選區激光熔化技術是以金屬粉末為材料的3D 打印技術，通過控制激光束選區熔融粉末顆粒層層疊加成形零件.近年來，使用選區激光熔化技術成形各種復雜多孔結構成為研究熱點[6-7].

Xiao 等人[8]采用SLM 成形面心立方、體心立方、棱心立方3 種不同構型的輕量化多孔結構并建立Gibson-Ashby 模型來預測力學性能，通過壓縮試驗證明多孔結構棱心立方的力學性能不如體心立方和面心立方，但它的屈服平臺更長，能量吸收率更優.鄭權等人[9]通過SLM 工藝制備金字塔多孔結構，發現成型工藝的限制，桿件“背面”質量較差，理想化假設導致理論結果與試驗結果相差較大，而仿真結果與試驗結果誤差較小，故仿真分析可以較準確預測該點陣結構的壓縮行為.曾壽金等人[10]制備體心立方、正十二面體兩種多孔結構，分析了比表面積、孔隙率、平均孔徑等結構參數的變化對多孔結構抗壓強度和彈性模量的影響，通過改變結構參數調節多孔結構的力學性能解除人體對多孔植入體的“應力屏蔽”效應，提高生物相容性.Shi 等人[11]采用SLM 制備了不同孔徑和孔分布角度的橢圓開孔多孔結構，通過機械壓縮模擬和機械壓縮試驗綜合評價多孔結構的力學性能，結果表明孔徑大小和孔分布的角度對橢圓開孔多孔結構的力學性能有很大的影響，可通過調節孔徑和孔分布角度使橢圓多孔支架與人的松質骨力學性能相匹配.Hasan[12]采用SLM 成型鈦合金體心立方多孔結構并進行了動態壓縮試驗，發現壓縮過程中體心立方結構在45°對角面處發生應力集中，單胞桁架從靠近節點處由彎曲導致破壞失效.Huo 等人[13]采用SLM 技術加工金剛石和體心立方2 種多孔結構，并研究其在壓縮試驗下的失效機制，發現多孔結構的應力應變曲線呈周期性先增大后減小的趨勢，變形沿斜面45°剪切帶向兩側對稱擴散.

眾多學者驗證了選區激光熔化成型多孔結構的可行性并通過改變結構參數調節多孔結構的力學性能，但對多孔結構的SLM 制造誤差與壓縮失效過程的研究相對較少，需要進行更深入、更全面的研究.研究以桿狀—鉆石型晶格結構和曲面—六孔開口球形結構兩種多孔結構為模型，觀測SLM 制造誤差分析多孔件力學性能理論與試驗出現偏差的原因，結合理論預測與試驗測試探究多孔結構在壓縮過程中的應力應變場變化規律與破壞失效機制.對多孔結構理論計算-試驗偏差機理以及多孔結構壓縮變形失效機制研究的相關方法與結論，可應用于輕量化工程和生物力學工程中多孔結構的SLM 設計與制造過程.

1 試驗方法

1.1 模型設計

利用solidworks 建模軟件建立以鉆石型晶格結構和六孔開口球形結構2 種多孔胞元模型，單胞尺寸為3 mm × 3 mm × 3 mm，如圖1 所示.分別將單胞結構往XYZ 方向進行5 × 5 × 5 的陣列，試樣模型的總體尺寸為15 mm × 15 mm × 15 mm.

圖1 多孔胞元模型Fig.1 Porous cell model.(a) diamond lattice; (b) spherical six-hole opening structure

孔隙率是表征多孔結構的一個重要結構參數，指多孔結構中無材料部分所占體積與多孔結構總體積的比率，常通過調整多孔結構的孔隙率來調節力學性能、輕量化效果.文中將通過調整鉆石型晶格結構的桿徑和六孔開口球形結構的壁厚來調節孔隙率，如表1 所示.

表1 多孔結構設計參數Table 1 Design parameters of porous structure

1.2 有限元模型的建立

在進行后續試驗前，通過數值模擬對建立的多孔結構模型進行理論預測.整個仿真過程在ANSYS 軟件中進行，邊界條件設置如圖2 所示.在多孔結構的上、下端分別添加一塊剛性體，保證多孔結構在壓縮過程中上下端面平齊，起到均勻加載的作用.下端剛性體的底面完全固定，上端剛性體以2 mm/min 的速度往下壓，整個模擬過程可看作靜態壓縮過程，與后續試驗中使用微機控制電子萬能高溫試驗機進行壓縮條件相一致.將多孔結構劃分為四面體單元，網格單元尺寸為0.2 mm.結構使用的材料參數為同一工藝參數下成形的316L 不銹鋼性能參數，密度為7 954 kg/m3，在模型中設置材料為各向同性，彈性模量為171 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為451 MPa.以不同孔隙率鉆石型晶格和六孔開口球形結構為例建立有限元模型.

圖2 有限元分析模型Fig.2 Finite element analysis model

1.3 多孔試樣的制備

將建立的鉆石型晶格和六孔開口球形兩種多孔結構模型保存為STL 格式，導入模型處理軟件中進行模型位置的擺放和三角面片的檢查與修復，同時在多孔結構底部加入少量支撐，為后面線切割取件保留一定的切割余量，保證得到的多孔結構完整而不被破壞，最后將模型切片導入成形設備.

試驗使用顆粒尺寸為15～53 μm 的316L 不銹鋼球形金屬粉末.使用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察粉末微觀形貌如圖3 所示，其化學成分見表2.在粉末放入粉末艙前，將316L 粉末放入真空干燥箱進行4 h，200 ℃的烘干，保證粉末不含水分[14].

圖3 316L 粉末形貌Fig.3 Morphology of 316L powder

表2 316L 粉末的化學成分(質量分數，%)Table 2 Chemical composition of 316L powder

成形設備使用的是廣州雷佳增材科技有限公司的多功能金屬材料激光選區熔化快速成形機DiMetal-100.成形過程在純度為99.9% 的氬氣保護下完成，選用成形工藝參數為：激光功率180 W，掃描速度1 000 mm/s，掃描間距60 μm，鋪粉層厚30 μm.在快速成形之后，進行吹氣除去孔隙內的金屬粉末，然后用線切割將成形件取下，以保證底面的平面度[15-16]，成形的兩種多孔結構如圖4 所示.

圖4 SLM 成形的多孔結構Fig.4 Porous structure formed by SLM

1.4 成形效果

從圖4 看出，選區激光熔化成形的多孔結構沒有明顯裂紋、變形和坍塌等宏觀缺陷，孔隙無堵塞現象，成形效果較好.為了進一步觀察加工效果，以鉆石型晶格多孔結構為例，采用奧林巴斯公司的激光顯微鏡OLYMPUS OLS4100 觀察試樣.將測量的鉆石型晶格多孔試樣的實際桿徑與設計桿徑對比，如表3 所示.

試樣形貌如圖5 所示.從圖5 可以看出，選區激光熔化成形的多孔試樣表面質量相對較差，這是由于粉末粘附熔池造成的.而且因結構內部空隙的存在，多孔試樣包含著較多的懸垂結構.傾斜的角度越大，懸垂伸出越長，試樣的表面質量也就越差.測量鉆石型晶格多孔試樣的桿徑可以發現，SLM 成形的多孔試樣的零件尺寸比設計模型的零件尺寸略大，這是由于SLM 工藝存在的局限性.激光束在掃描過程中形成一道道熔池，由于傳熱影響，熔池尺寸往往大于光斑直徑.輸入的激光能量密度越大，形成的熔池也就越寬.再加上熔池周邊粉末的粘附，使得工件尺寸大于設計尺寸.由表3 可以發現，孔隙率在50%～80%時，制造誤差0.041～0.073 mm，相對誤差3.24%～10.16%，孔隙率越高，制造誤差、相對誤差越大.故孔隙率對多孔結構SLM 成形效果會有一定影響.

圖5 不同孔隙率鉆石型晶格多孔件表面形貌Fig.5 Surface morphology of diamond lattice porous parts with different porosity.(a) porosity 50%; (b)porosity 60%; (c) porosity 70%; (d) porosity 80%

表3 鉆石型晶格多孔試樣實測參數與設計參數對比Table 3 Comparison between measured parameters and design parameters of diamond lattice porous sample

1.5 壓縮試驗

壓縮試驗使用的是微機控制電子萬能高溫試驗機WDW-100GD，能施加的最大壓力為100 kN.在常溫下對50%～80%孔隙率的鉆石型晶格、六孔開口球形多孔結構進行單軸壓縮試驗.為保證受力均勻，試樣的上下表面平齊且位于夾具中心被壓頭完全覆蓋.壓縮速度為2 mm/min，試驗機自動記錄試驗數據，試驗結束輸出載荷-位移文本數據.施加的載荷除以試樣橫截面積得到應力數據，位移除以試樣高度得到應變數據，將計算結果導入Origin 軟件繪圖得到應力應變曲線，如圖6，圖7 所示.

2 結果與討論

2.1 應力應變曲線分析

對比圖6、圖7 可知，多孔結構理論預測和試驗測試的應力應變場變化規律基本一致.但其中彈性模量和屈服強度的試驗值高于預測值，并且孔隙率越大，試驗值與預測值間的差值越大.原因主要在于理論預測建立的多孔模型是理想化的模型，但是實際成形多孔試樣存在制造誤差.在小節1.4 已經探討過選區激光熔化技術帶來的尺寸偏差影響，實際成形多孔試樣的零件尺寸大于設計尺寸，而且隨著孔隙率的升高，零件尺寸相對誤差越大.這導致試驗測試的力學性能高于預測值，并且隨著孔隙率增大，差值增大.

從圖6 和圖7 的應力應變曲線趨勢可以看出，鉆石型晶格和六孔開口球形結構的壓縮變形經歷了三個階段：線彈性階段、屈服平臺階段、密實化階段.

圖6 50% ～80%孔隙率鉆石型晶格結構試驗及模擬的應力—應變曲線Fig.6 Experimental and simulated stress-strain curves of diamond lattice structure with 50%～80%porosity.(a) porosity 50%; (b) porosity 60%; (c)porosity 70%; (d) porosity 80%

圖7 50% ～80%孔隙率六孔開口球形多孔結構試驗及模擬的應力—應變曲線Fig.7 Experimental and simulated stress-strain curves of spherical porous structures with six-hole openings with 50% ～80% porosity.(a) porosity 50%; (b) porosity 60%; (c) porosity 70%; (d)porosity 80%

線彈性階段：此階段為多孔結構壓縮變形過程中的第一個階段，在這個階段多孔結構發生彈性變形，內部的應力與應變成正比例關系，故應力應變曲線表現為一段直線.在此階段去除施加載荷，多孔試樣可恢復到初始狀態.

屈服平臺階段：壓縮繼續進行，多孔結構由原來的彈性變形開始變為彈塑性變形，屈服平臺形成.屈服平臺階段是多孔結構由內部開始發生塑性變形到整體坍塌的階段，它代表著多孔結構的能量吸收特性.因為在這個階段隨著壓縮的進行，應變的不斷增加，應力變化卻非常緩慢，外界輸入的能量被多孔結構的屈服破壞吸收了，起到緩沖吸能的作用.故多孔結構常被用于航空航天和汽車等領域.

密實化階段：當多孔結構完全坍塌后繼續壓縮，多孔結構內部已經相互擠壓到一起形成密實的塊體.在此階段應力隨著應變的增加增長的非常迅速.

從兩種多孔結構的的應力-應變曲線可以發現，線彈性階段的變形范圍非常短，隨著下壓迅速進入到屈服平臺階段.同一種多孔結構對比不同孔隙率的應力應變曲線可以知道，隨著孔隙率增大，屈服強度下降，但屈服平臺更長更明顯，所以高孔隙率的多孔結構比低孔隙率的多孔結構吸能特性更好.對比同一孔隙率下的鉆石型晶格結構和六孔開口球形結構發現，六孔開口球形結構的屈服平臺比鉆石型晶格結構的更長、屈服平臺下應力應變區域面積更大，故六孔開口球形多孔結構的吸能特性更優越.

2.2 孔隙率對多孔結構屈服強度和彈性模量的影響

屈服強度反映結構的承載性能，而彈性模量則表征結構抵抗變形的能力，它們都是結構重要的性能參數，代表了結構的力學性能.通過壓縮試驗下50%～80%孔隙率的鉆石型晶格和六孔開口球形多孔結構的應力應變曲線分析，可得到2 種多孔結構的屈服強度、彈性模量隨著孔隙率的變化規律，如圖8 所示.

圖8 孔隙率對多孔結構力學性能的影響Fig.8 Effect of porosity on mechanical properties of porous structures.(a) change trend of yield strength-porosity; (b) change trend of modulus of elasticity-porosity

孔隙率的增大意味著多孔結構中實體材料的占比減少，能起到的承載作用降低，多孔結構的屈服強度、彈性模量下降，但不同多孔結構的下降變化趨勢明顯不同.如圖8 所示鉆石型晶格結構和六孔開口球形結構在孔隙率50%～80%時的力學性能變化趨勢，可以發現鉆石型晶格結構屈服強度近似線性下降，變化范圍在31.85～182.13 MPa，而彈性模量在低孔隙率時變化趨勢較為平緩，但當孔隙率增大到70%以后，彈性模量急速下降，變化范圍在1.45～2.30 GPa；六孔開口球形結構在孔隙率50%～80%時，屈服強度變化范圍為35.19～130.64 MPa，彈性模量變化范圍為1.59～2.90 GPa，在低孔隙率時屈服強度和彈性模量的變化趨勢近似線性下降，但當孔隙率增大到70%以后，變化趨勢發生突變，下降開始平緩.可得出結論，多孔結構胞元類型不同、孔隙率不同，多孔結構呈現出不同的力學性能，因此，多孔結構的設計及選用可以根據零部件的具體應用針對性展開.

2.3 壓縮失效過程

孔隙率越高，則屈服平臺階段越長，壓縮條件下多孔結構的變形過程也更加明顯，所以研究以孔隙率為80%的鉆石型晶格和六孔開口球形多孔試樣為例，觀察在壓縮條件下整體變形過程.由于316L 材料本身塑性較強，故多孔結構試樣在壓縮過程中并無斷裂現象發生，發生彈塑性失效.

從圖9 的整體變形過程可以明顯看到，鉆石型晶格結構在壓縮變形過程中表現出高度的均勻性，各胞元在壓縮下發生塑性變形，集體發生坍塌，并無局部失效現象出現.但開孔球形結構在壓縮條件下，底層的胞元先發生塑性變形到坍塌，隨著壓縮進行，失效變形由底層逐層向上傳播，逐層發生坍塌，直到多孔結構完全密實化.整個壓縮過程開孔球形多孔結構表現出非常明顯的局部失效變形.

圖9 多孔結構壓縮變形過程Fig.9 Compression deformation process of porous structure.(a) diamond lattice with 80% porosity; (b) spherical sixhole opening structure with 80% porosity

兩種多孔結構完全不同的變形過程，這主要是由于承載性能的差異引起的，開孔球形結構表現出更優的緩沖吸能的能力.當應力波傳遞到多孔結構時，吸能特性較差的鉆石型晶格結構通過整體發生變形來抵抗，表現為均勻化變形；而緩沖吸能特性更優的開孔球形結構，當應力波傳遞到多孔結構底層時，中上層的胞元還在保持彈性變形，故底層的胞元分擔了中上層所受的載荷而更易坍塌，呈現出坍塌帶由底層逐層向上傳播的現象[9].

2.4 失效分析

為了進一步觀察鉆石型晶格和六孔開口球形多孔結構在壓縮條件下各階段的變形情況和應力分布，利用ANSYS 的截面屬性剖開多孔結構對內部進行觀察，結合試驗更清晰地了解兩種多孔結構的失效機制，如圖10 所示.

圖10 壓縮仿真(左)和試驗(右)各階段變形Fig.10 Deformation at different stages of compression simulation (left) and experiment (right).(a) diamond lattice;(b) spherical six-hole opening structure

鉆石型晶格結構在最初的線彈性階段應力主要集中在桿件與桿件連接的節點處.隨著壓縮進行，應力逐漸增大，在胞元各節點處首先進入塑性形成塑性鉸，屈服平臺階段開始.在屈服平臺階段，塑性變形從節點逐步向桿件中心延伸，鉆石型晶格胞元由局部塑性到完全發生塑性變形.當多孔結構完全發生塑性變形以后繼續壓縮，桿件就會相互擠壓到一起，密實化成為一個316L 塊體.

六孔開口球形結構因為曲面的存在受力比較均勻，在胞元受到壓縮時，將承受的載荷沿著曲面分散到結構中，胞元整體不易發生結構突變和應力集中，所以線彈性階段最大應力發生在胞元層和胞元層之間的連接處.但當壓縮繼續進行，應力逐漸增大，由于球形曲面中開孔的存在，結構的突變導致應力集中在胞元中部的孔口處，故在胞元中部首先發生塑性變形，然后由胞元中部向兩端擴散，最后整個胞元完全發生塑性失效.

3 結論

(1)由于選區激光熔化技術的限制，成形多孔試樣的零件尺寸比設計模型的零件尺寸略大，且隨著多孔試樣孔隙率的增大，零件尺寸成形相對誤差越大.

(2)鉆石型晶格和六孔開口球形多孔結構理論預測和試驗測試的應力應變場變化規律基本一致，但彈性模量和屈服強度的試驗值高于預測值，并且孔隙率越大，試驗值與預測值間的差值越大，這主要是由SLM 工藝限制帶來制造誤差的影響.

(3)高孔隙率多孔結構展現出比低孔隙率多孔結構更優的吸能特性.在同一孔隙率下，六孔開口球形多孔結構的吸能特性優于鉆石型晶格結構.隨著孔隙率增大，鉆石型晶格結構和六孔開口球形結構的屈服強度、彈性模量呈現不同的下降趨勢.因此，多孔結構的設計及選用可以根據零部件的具體應用針對性展開.

(4)在壓縮條件下鉆石型晶格和六孔開口球形多孔結構的整體變形過程不同，鉆石型晶格結構壓縮變形均勻，而六孔開口球形結構從底層先開始坍塌，坍塌帶逐層向上蔓延.兩種多孔結構不同的變形過程主要是因為它們緩沖吸能特性的差異導致的.

(5)利用ANSYS 軟件進行仿真模擬并結合試驗測試，對壓縮條件下胞元結構的失效方式進行觀察，發現鉆石型晶格結構應力主要集中在桿件相交的節點，而六孔開口球形結構剛開始因受力比較均勻，最大應力發生在胞元層連接處，但隨著壓縮量增大，應力集中在胞元中部的孔口處.