激光選區(qū)熔化TC11鈦合金的斷裂機(jī)理及異種載荷下裂紋擴(kuò)展研究

黃鵬，于海洋，郭寧，周慶軍，唐炳濤，趙偉，李新生

激光選區(qū)熔化TC11鈦合金的斷裂機(jī)理及異種載荷下裂紋擴(kuò)展研究

黃鵬1,2，于海洋1,2，郭寧1,2，周慶軍3，唐炳濤1,2，趙偉1,2，李新生4

（1. 齊魯工業(yè)大學(xué)（山東省科學(xué)院） 機(jī)械工程學(xué)院，濟(jì)南 250353；2. 山東省機(jī)械設(shè)計(jì)研究院，濟(jì)南 250031；3. 首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076；4. 金雷科技股份公司，濟(jì)南 271105）

基于航天航空領(lǐng)域損傷容限性鈦合金的設(shè)計(jì)理念，研究沉積態(tài)TC11鈦合金拉伸速率相關(guān)的斷裂機(jī)理及異種載荷形式下裂紋擴(kuò)展路徑。采用電子背散射衍射（EBSD）表征由激光選區(qū)熔化（SLM）制備的沉積態(tài)TC11鈦合金的晶粒形貌，利用掃描電子顯微鏡分析不同應(yīng)變速率下TC11鈦合金的斷口形貌和缺陷分布，針對無法原位實(shí)時(shí)追蹤裂紋擴(kuò)展路徑的問題，利用Abaqus相場UEL對裂紋擴(kuò)展進(jìn)行研究。沉積態(tài)TC11鈦合金中，∥BD截面上的晶粒主要為柱狀晶并有少部分等軸晶，⊥BD截面上的晶粒全部為等軸晶，組織為由密排立方結(jié)構(gòu)（HCP）的針狀α相構(gòu)成的馬氏體，無明顯晶粒取向；瞬時(shí)載荷下，載荷為1、1.5、2 MPa時(shí)，切向裂紋寬度分別為0、7.69、14 mm，角度分別為108°、92°、82°；周期載荷下，載荷為1、1.1、1.2、1.35、1.5 MPa時(shí)，裂紋寬度分別為15.56、11.87、26.23、20.51、20.92 mm。隨拉伸速率的增加，斷裂機(jī)理由韌性斷裂轉(zhuǎn)化為脆性斷裂；瞬時(shí)加載時(shí)，裂紋萌生并切向擴(kuò)展，進(jìn)而裂紋分叉直至完全斷裂，且載荷的增加對沉積態(tài)TC11鈦合金切向裂紋有促進(jìn)作用，同時(shí)可抑制裂紋的分叉；周期加載時(shí)，載荷的增加對裂紋寬度先是起促進(jìn)作用，裂紋達(dá)到最大值后穩(wěn)定在25～20 mm。

激光選區(qū)熔化；TC11鈦合金；相場斷裂；裂紋擴(kuò)展；斷口形貌

雙相鈦合金具有密度低、比強(qiáng)度高、耐腐蝕、耐高溫、耐低溫等優(yōu)異性能，廣泛應(yīng)用于航天航空領(lǐng)域的主承力構(gòu)件。與傳統(tǒng)的制造技術(shù)相比，SLM具有近凈成形、材料利用率高、可以生產(chǎn)復(fù)雜幾何形狀的變截面結(jié)構(gòu)件等巨大優(yōu)勢[1]。SLM工藝存在復(fù)雜的熱循環(huán)過程，在SLM成形的鈦合金內(nèi)部會存在孔隙等缺陷，而這些缺陷周圍常常伴隨著應(yīng)力集中，這會引起裂紋的萌生及擴(kuò)展?；谀壳昂教旌娇疹I(lǐng)域損傷容限型鈦合金設(shè)計(jì)理念，由裂紋誘發(fā)的材料失效及裂紋的擴(kuò)展演化是制約鈦合金在航天航空領(lǐng)域主承力結(jié)構(gòu)件上應(yīng)用的內(nèi)在因素。

許多學(xué)者針對SLM成形、LMD成形的TC11鈦合金斷裂機(jī)理及組織與性能進(jìn)行了相關(guān)研究，針對退火溫度和保溫時(shí)間對SLM成形的TC11鈦合金斷裂機(jī)理的影響，竇恩惠等[2]研究了不同熱處理制度下的沉積態(tài)TC11鈦合金斷裂機(jī)制，為通過熱處理的手段改善SLM成形的鈦合金的組織性能提供了參考，并且為鈦合金的工程應(yīng)用提供了一定的參考。針對復(fù)雜結(jié)構(gòu)件實(shí)際成形熱過程中SLM成形鈦合金的斷裂機(jī)理，周慶軍等[3]研究了沉積態(tài)TC11鈦合金的組織及力學(xué)性能，為調(diào)控鈦合金激光熔化沉積（LMD）成形的大型復(fù)雜構(gòu)件的組織性能、抑制成形過程中出現(xiàn)的開裂提供了重要依據(jù)。針對不同溫度和時(shí)間下熱暴露對TC11鈦合金斷裂機(jī)理的影響，張衛(wèi)方等[4]研究了使用溫度附近TC11鈦合金在不同溫度和時(shí)間下熱暴露的斷裂機(jī)理，揭示了熱暴露對TC11鈦合金斷裂機(jī)理的影響。由于通過實(shí)驗(yàn)的手段無法原位實(shí)時(shí)追蹤裂紋擴(kuò)展路徑，對沉積態(tài)TC11鈦合金裂紋誘發(fā)的斷裂機(jī)理尚缺乏深入的研究，因此，利用數(shù)值模擬來實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)追蹤裂紋擴(kuò)展的路徑尤為關(guān)鍵。

許多學(xué)者提出了多種模擬固體材料裂紋擴(kuò)展的方法，如Guo等[5]提出了一種能夠模擬任意形狀裂紋表面的二維裂紋擴(kuò)展方法，這種方法與XFEM相比，可直接用網(wǎng)格描述裂紋，不需要引入額外的技術(shù)來追蹤界面，但其很難擴(kuò)展應(yīng)用到復(fù)雜的三維問題上。Zhou等[6]開發(fā)了一種動態(tài)嵌入內(nèi)聚元素的三維有限元模型處理網(wǎng)格依賴關(guān)系，但內(nèi)聚單元的裂紋一定是沿每個(gè)單元邊界傳播的，所以必然會有一定程度的網(wǎng)格依賴無法消除。Azevedo等[7]提出了一種混合方法，將粒子法應(yīng)用于較大結(jié)構(gòu)的分析，即僅在斷裂過程中使用剛性的圓形顆粒，而其余部分使用有限元建模。Gergely等[8-9]提出了一種新的相場UEL來實(shí)現(xiàn)對裂紋擴(kuò)展路徑的追蹤，這種方法是基于Belytschko團(tuán)隊(duì)[10-11]提出的XFEM方法以及Gürses等[12]提出的配置力驅(qū)動的鋒利裂縫前緣思想構(gòu)建的，這種方法不需要預(yù)先定義裂縫，可以模擬出曲折路線的裂紋路徑、裂紋分叉及合并，但由于采用了交錯時(shí)的集成算法，所以需要一個(gè)相對較小的時(shí)間步長，故無法模擬長時(shí)間載荷狀態(tài)下的裂紋擴(kuò)展路徑。

文中通過EBSD表征了沉積態(tài)TC11鈦合金晶粒和組織形貌及取向信息，通過SEM分析了不同應(yīng)變速率下TC11鈦合金拉伸試棒斷口形貌并揭示了其斷裂機(jī)理，最后通過Abaqus相場UEL預(yù)測了瞬時(shí)與周期加載的條件下沉積態(tài)TC11鈦合金裂紋的擴(kuò)展路徑，揭示了不同類載荷下裂紋擴(kuò)展的演化規(guī)律，為航天航空領(lǐng)域損傷容限型鈦合金的設(shè)計(jì)提供了一定的參考，并為TC11鈦合金工程應(yīng)用提供了依據(jù)。

1 TC11鈦合金組織表征及力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)方法

1.1 SLM工藝

采用湖南華曙高科技股份有限公司生產(chǎn)的FS271型激光選區(qū)熔化成形設(shè)備，原材料采用西安歐中材料科技有限公司生產(chǎn)的粒徑為15～53 μm的TC11粉末，其具體化學(xué)成分見表1。SLM具體工藝參數(shù)如下：激光功率為400 W，掃描速度為1 400 mm/s，掃描間距為0.12 mm，分層厚度為60 μm。

表1 TC11粉末成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）

1.2 不同應(yīng)變速率的TC11鈦合金拉伸實(shí)驗(yàn)方法

參照GB/T 228.1—2010[13]，利用激光加工獲得的拉伸試棒具體尺寸如圖1所示。采用濟(jì)南鑫光實(shí)驗(yàn)機(jī)制造有限公司生產(chǎn)的WDW-200E電子萬能實(shí)驗(yàn)機(jī)測試沉積態(tài)TC11鈦合金室溫拉伸性能，拉伸速率分別為0.1、1、2、5 mm/min，最大拉伸力為27～28 kN，拉伸方向垂直于SLM的沉積方向。

1.3 TC11鈦合金斷口形貌表征方法

采用北京日立高新科學(xué)儀器有限公司生產(chǎn)的SU3500掃描電子顯微鏡對拉斷件的斷口形貌進(jìn)行觀察。實(shí)驗(yàn)采用15 000 V的加速電壓、148 000 mA左右的發(fā)射電流。

1.4 TC11鈦合金晶粒形貌及組織表征方法

采用EBSD來表征沉積態(tài)TC11鈦合金晶粒形貌及組織。EBSD樣品制備過程如下：①利用金相砂紙打磨至800目，保證無劃痕或者有極少量的淺劃痕；②使用粒度為1～3 μm的氧化鋁拋光劑粗拋，使用粒度為0.2～0.5 μm的氧化鋁拋光劑細(xì)拋；③電解拋光采用體積比為1︰6︰3的高氯酸、甲醇、正丁醇的混合溶液，陰極材料為不銹鋼，電壓為30 V，電流密度為100～ 150 A/dm2，在溫度≤?10 ℃的條件下電解30～60 s。EBSD采用日本電子JSM-7900F掃描電鏡，采用edax Hikari XP探頭，最后采用EDAX OIM軟件處理數(shù)據(jù)。掃描區(qū)域?yàn)?1 μm× 48 μm，步長為0.1 μm，放大倍數(shù)為1 000。

圖1 TC11鈦合金拉伸試樣尺寸

2 結(jié)果與分析

2.1 沉積態(tài)TC11鈦合金晶粒及組織表征

將沉積態(tài)TC11鈦合金（拉伸方向⊥BD）長方體試棒按如圖2所示的方向切開，在其截面的9個(gè)區(qū)域內(nèi)，分別通過EBSD表征其晶粒取向及組織形貌。

圖2 原始態(tài)樣品切口位置及EBSD序號分布

通過圖3a—c可以觀察到EBSD晶粒取向，圖2中1—3區(qū)域內(nèi)主要為柱狀晶，在某些區(qū)域內(nèi)會出現(xiàn)等軸晶與柱狀晶交替生長的情況，如圖3c所示。比較圖3a—c可以得出，1區(qū)域的柱狀晶最為粗大，而2區(qū)域的柱狀晶尺寸較小。柱狀晶內(nèi)部主要為由α相構(gòu)成的細(xì)針狀馬氏體組織，如圖3a所示，同時(shí)通過立方鈦與六方鈦的分布（見圖3e）可知，組織內(nèi)部多為由HCP結(jié)構(gòu)的六方鈦構(gòu)成的α相，同時(shí)由于SLM工藝熔池冷卻速度較快，還存在極少量由BCC結(jié)構(gòu)的立方鈦構(gòu)成的β相，六方鈦體積分?jǐn)?shù)為99.4%，而立方鈦的體積分?jǐn)?shù)僅為0.6%，如圖3f所示。部分區(qū)域出現(xiàn)了粗大的針狀馬氏體組織，如圖3b所示。這種細(xì)針狀的馬氏體組織對提高沉積態(tài)TC11鈦合金的綜合力學(xué)性能有益。從圖3可以觀察到，SLM制成的TC11鈦合金無明顯的晶粒取向，各晶粒之間取向不同。

圖2中6—8區(qū)域的EBSD晶粒取向分別見圖4a—c，可以觀察到在6—8區(qū)域內(nèi)，晶粒為等軸晶晶粒。晶粒內(nèi)部仍為由細(xì)針狀α相組成的馬氏體，同時(shí)與1—3區(qū)域相同，組織內(nèi)六方鈦占絕大多數(shù)，體積分?jǐn)?shù)為99.8%，而立方鈦占比很小，體積分?jǐn)?shù)僅為0.2%，見圖4d。

∥BD方向截面與⊥BD方向截面的微觀組織完全一致，均為由六方鈦組成的α相組成的馬氏體組織，但2個(gè)區(qū)域晶粒形狀有明顯差異，垂直于熔道面的1—3區(qū)域多為長條狀柱狀晶，而在熔道面上的6—8區(qū)域則基本為等軸晶。

2.2 斷口形貌及機(jī)理分析

不同拉伸速率下SLM成形斷口形貌見圖5，可以看到隨著應(yīng)變速率的增加，邊緣延展區(qū)（塑性區(qū)）的面積逐漸減小，而中間瞬斷區(qū)（脆性區(qū)）的面積逐漸增大，在拉伸速率為5 mm/min時(shí)邊緣延展區(qū)面積非常小，斷裂面絕大部分為瞬斷區(qū)。從宏觀來看，隨著拉伸速率的增加，縮頸現(xiàn)象越來越不明顯。從高倍SEM中可以看到斷面上中心瞬斷區(qū)的孔隙，同時(shí)在部分孔隙的邊緣觀察到細(xì)小的微裂紋，這是由孔隙周圍的應(yīng)力集中造成的，如圖5f和g所示，并且隨著拉伸速率的增加，斷面的韌窩數(shù)量減少，韌窩尺寸變小，說明隨著拉伸速率的增加，TC11鈦合金的斷裂由韌性斷裂逐漸向脆性斷裂轉(zhuǎn)化。

圖4 沉積態(tài)TC11鈦合金晶粒及組織形貌

圖5 不同拉伸速率下SLM成形斷口形貌

3 裂紋擴(kuò)展的相場斷裂模擬

3.1 斷裂表面的相場描述

相場法主要是通過建立內(nèi)部長度尺度c與損傷變量的關(guān)系研究材料的斷裂問題，將材料內(nèi)部的尖銳裂紋擴(kuò)散到擁有彈性或塑性的固體體積中，通過監(jiān)測損傷變量來判斷局部的材料是否發(fā)生斷裂，若=1表示材料發(fā)生斷裂，若<1表示材料未發(fā)生斷裂。損傷變量與內(nèi)部長度尺度c的關(guān)系見式（1）。

(1)

斷裂面多維度裂紋表面密度與裂紋長度參數(shù)相關(guān)，由相場函數(shù)引入裂紋表面密度，裂紋表面密度可以由式（2）表示[14]：

(2)

理論斷裂面是由式（2）的整體體積積分獲得的：

3.2 能量函數(shù)

彈塑性動態(tài)問題的能量函數(shù)包括式（4）的拉格朗日函數(shù)：

由式（8）可以看出材料在拉伸時(shí)會發(fā)生退化而在壓縮時(shí)材料不發(fā)生變化[15]。退化函數(shù)()為：

式中：表示退化函數(shù)整體的數(shù)值穩(wěn)定性，為10?8級。

塑性應(yīng)變能為：

相場法的最關(guān)鍵思想就是將本身不連續(xù)的點(diǎn)作為已發(fā)生斷裂與未發(fā)生斷裂材料之間的一個(gè)連續(xù)場，故斷裂能量可由式（2）改寫為損傷變量的一個(gè)函數(shù)，即：

式中：表示斷裂能的能量密度；c表示產(chǎn)生一個(gè)單位的斷裂表面所需要的表面能；c表示長度尺度參數(shù)，主要表征了損傷擴(kuò)散的尺度。

3.3 Abaqus相場UEL

Abaqus相場UEL的實(shí)現(xiàn)過程如下：以分層的方式使用2種元素類型，同時(shí)這2層中每一層都與同一個(gè)節(jié)點(diǎn)相連接，但不同的層之間對同一節(jié)點(diǎn)不同自由度（DOF）的剛度有著不同的貢獻(xiàn)。圖6a為用二維表示的三維有限元結(jié)構(gòu)在Abaqus中的框架圖，具體操作流程如圖6b所示。

圖6 Abaqus相場UEL框架圖及實(shí)現(xiàn)方式

3.4 裂紋擴(kuò)展的相場斷裂模擬

3.4.1 有限元模型建立

對沉積態(tài)TC11鈦合金進(jìn)行裂紋擴(kuò)展的相場模擬。在厚度為1 mm、長度為100 mm、寬度為40 mm的二維矩形板的上下端分別施加瞬時(shí)載荷與周期載荷，瞬時(shí)載荷分別為1、1.5、2 MPa，周期載荷分別為1.5、1.2、1.1、1 MPa，周期加載方式為正弦加載，如圖7a所示。網(wǎng)格單元類型為CPS4R，單元數(shù)量為1 000，如圖7b所示。材料屬性如下：彈性模量為115 GPa，泊松比為0.33，密度為4 600 kg/m3，斷裂能量密度c為3 J/m3，內(nèi)部長度尺度c為0.004 m，不施加硬化和應(yīng)變懲罰，即硬化常數(shù)=0、應(yīng)變懲罰ε=0。瞬時(shí)載荷中分析步長為1×10?7s，總分析時(shí)間為0.000 1 s。周期載荷中分析步長為0.000 2 s，總分析時(shí)間為1 s。

圖7 數(shù)值模擬相關(guān)參數(shù)

3.4.2 不同加載方式下的TC11鈦合金裂紋擴(kuò)展演化研究

瞬時(shí)載荷相場UEL模擬結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯鲭S著施加載荷的增大，裂紋擴(kuò)展路徑也隨之發(fā)生變化。當(dāng)載荷為1MPa時(shí)，切向裂紋的長度為0，在預(yù)制裂紋的前端就發(fā)生裂紋分叉，由于載荷較小其裂紋沒有擴(kuò)展到材料邊緣發(fā)生斷裂。當(dāng)載荷為1.5 MPa時(shí)，切向裂紋長度明顯增加，當(dāng)切向裂紋擴(kuò)展一段距離后，裂紋開始發(fā)生分叉現(xiàn)象，此時(shí)切向裂紋的長度為7.69 mm，同時(shí)裂紋即將擴(kuò)展到材料邊緣發(fā)生斷裂。當(dāng)載荷增加到2 MPa時(shí)，切向裂紋長度進(jìn)一步增加到14 mm，此時(shí)大載荷使材料發(fā)生斷裂。同時(shí)，發(fā)現(xiàn)裂紋分叉以切向裂紋為軸呈軸對稱分布，隨著載荷的增加，裂紋分叉的角度逐漸減小，在加載載荷為1 MPa時(shí)，裂紋分叉角度最大約為108°，在載荷為2 MPa時(shí)，裂紋分叉角度最小約為82°。

圖8 瞬時(shí)載荷下裂紋擴(kuò)展路徑云圖

施加周期載荷的相場UEL結(jié)果如圖9所示。由于施加周期載荷的時(shí)間足夠長，所以均發(fā)生斷裂，并且均無切向裂紋產(chǎn)生，說明在周期載荷加載的條件下，TC11鈦合金很難產(chǎn)生切向裂紋，主要裂紋方向?yàn)檠乩旆较虻牧鸭y。其次，分別在沿拉伸方向上取上、中、下3個(gè)位置測量其裂紋寬度，經(jīng)計(jì)算得到均值進(jìn)行比較，可以發(fā)現(xiàn)隨著周期載荷的增加，裂紋的切向?qū)挾戎饾u增加。在載荷為1.2 MPa時(shí)，裂紋寬度最大為26.23 mm，隨后逐漸降低，穩(wěn)定在20 mm左右，在1、1.1、1.2、1.35、1.5 MPa的載荷下，裂紋寬度分別為15.56、11.87、26.23、20.51、20.92 mm，說明在載荷為1～1.2 MPa時(shí)，載荷的增加會促進(jìn)裂紋的擴(kuò)展，在1.2 MPa時(shí)促進(jìn)效果最明顯，在1.2～1.5 MPa時(shí)載荷的增加對裂紋寬度的影響較小，整體保持在25～20 mm。

圖9 周期載荷下裂紋擴(kuò)展路徑云圖

4 結(jié)論

通過EBSD、SEM和Abaqus相場UEL研究了SLM制備的沉積態(tài)TC11鈦合金的組織、斷口形貌和裂紋擴(kuò)展情況，揭示了沉積態(tài)TC11鈦合金應(yīng)變速率相關(guān)的斷裂機(jī)理，預(yù)測了瞬時(shí)與周期加載下不同加載載荷的裂紋擴(kuò)展演化，得到以下結(jié)論。

1）沉積態(tài)TC11鈦合金∥BD截面方向上，微觀組織多為長條狀柱狀晶，部分區(qū)域出現(xiàn)柱狀晶與等軸晶交替生長的情況，晶粒內(nèi)部大部分為由HCP結(jié)構(gòu)六方鈦構(gòu)成的針狀α相和極少量的β相?！虰D截面方向上的微觀組織與∥BD截面方向上的組織一致，均為由α相構(gòu)成的馬氏體組織，但晶粒形狀為等軸晶，無明顯晶粒取向。

2）隨著拉伸速率的增加，沉積態(tài)TC11鈦合金斷面的韌窩數(shù)量減少，韌窩尺寸變小，邊緣延展區(qū)（韌性區(qū)）的面積減小，斷裂由韌性斷裂逐漸向脆性斷裂轉(zhuǎn)化。

3）對沉積態(tài)TC11鈦合金施加瞬時(shí)載荷時(shí)，裂紋出現(xiàn)分叉并以切向裂紋為軸呈軸對稱分布，隨施加載荷的增加，裂紋分叉的角度逐漸減小，隨施加載荷的增加，切向裂紋長度逐漸增加，在載荷為1 MPa和1.5 MPa時(shí)，材料未發(fā)生斷裂，在載荷為2 MPa時(shí)材料發(fā)生斷裂。沉積態(tài)TC11鈦合金施加周期載荷時(shí)，裂紋無明顯切向的裂紋擴(kuò)展，在載荷為1～1.2 MPa時(shí)隨加載載荷的增加裂紋寬度增加，1.2 MPa時(shí)裂紋寬度最大，在載荷為1.2～1.5 MPa時(shí)，隨載荷的增加，裂紋寬度穩(wěn)定在25～20 mm。

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Fracture Mechanism and Crack Propagation of TC11 Titanium Alloy Melted by Laser Selective Melting under Different Loads

HUANG Peng1,2, YU Hai-yang1,2, GUO Ning1,2, ZHOU Qing-jun3, TANG Bing-tao1,2, ZHAO Wei1,2, LI Xin-sheng4

(1. School of Mechanical Engineering, Qilu University of Technology (Shandong Academy of Sciences), Jinan 250353, China; 2. Shandong Mechanical Design and Research Institute, Jinan 250031, China; 3. Capital Aerospace Machinery Corporation Limited, Beijing 100076, China; 4. Jinlei Technology Co., Ltd., Jinan 271105, China)

The work aims to study the fracture law and crack propagation path related to the rate of deposited TC11 titanium alloy according to the current design concept of damage tolerant titanium alloy in aerospace field. In this paper, the grain morphology of deposited TC11 titanium alloy prepared by laser selective melting (SLM) was characterized by electron backscattered diffraction (EBSD). The fracture morphology and defect distribution of TC11 titanium alloy under different strain rates were analyzed with scanning electron microscope (SEM). Aiming at the problem that the crack propagation path cannot be tracked in situ and in real time, the Abaqus phase field UEL was used to study the crack propagation. In the deposited TC11 titanium alloy, the grains on the//BD section were mainly columnar crystals and a small part of equiaxed crystals. All the grains on the^BD section were equiaxed crystals and the structure was needle like with dense cubic structure (HCP) α phase martensite tissue. No obvious grain orientation was observed; Under instantaneous load, when the load was 1, 1.5, 2 MPa, the tangential crack width was 0, 7.69, 14 mm respectively. The angles were 108°, 92°, 82° respectively; Under cyclic load, when the load was 1, 1.1, 1.2, 1.35, 1.5 MPa, the crack width was 15.56, 11.87, 26.23, 20.51, 20.92 mm respectively. With the increase of tensile rate, the fracture mechanism changes from ductile fracture to brittle fracture; Under transient loading, the crack initiates and propagates in a tangential sway, and then the crack bifurcates until complete fractures. The increase of load can promote the tangential crack of deposited TC11 titanium alloy and inhibit the crack bifurcation at the same time; During periodic loading, the increase of load promotes the crack width, and then the crack stabilizes at 25～20 mm after it reaches the maximum value.

selective laser melting (SLM); TC11 titanium alloy; phase field fracture; crack propagation; fracture morphology

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.04.011

TG146.2+3

A

1674-6457(2022)04-0094-08

2021-12-14

國家自然科學(xué)基金（52105370）；山東省自然科學(xué)基金（ZR2020QE168）

黃鵬（1998—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)榧す庠霾闹圃焘伜辖鸬牧W(xué)性能。

郭寧（1989—），男，博士，講師，主要研究方向?yàn)榧す庠霾闹圃旃に?組織-力學(xué)性能模擬。

責(zé)任編輯：蔣紅晨