熱處理對選區(qū)激光熔化制備的點陣結(jié)構(gòu)性能影響研究*

聶云飛，唐 倩，3，李 坤，3，王浩宇，吳海斌，王彬生，秦昌亮，楊 震，石 佳

（1. 重慶大學(xué)機械與運載工程學(xué)院，重慶 400044；2. 金屬增材制造（3D 打印）重慶市重點實驗室，重慶 400044；3. 高端裝備機械傳動全國重點實驗室，重慶 400044；4. 國家能源集團神東煤炭集團有限責(zé)任公司，鄂爾多斯 017200；5. 重慶齒輪箱有限責(zé)任公司，重慶 402263）

點陣結(jié)構(gòu)因具有輕質(zhì)高強、吸能減振、吸聲降噪和比表面積大的功能特點及可控的形態(tài)學(xué)結(jié)構(gòu)，廣泛應(yīng)用于航天航空、汽車散熱器和醫(yī)療植入等領(lǐng)域[1–2]。然而傳統(tǒng)制造方法如粉末冶金、熔模鑄造和氣相沉積技術(shù)等往往存在加工周期較長、工序復(fù)雜等問題，且在加工具有異形端面和復(fù)雜孔隙零部件時難以精確成形[1–2]。選區(qū)激光熔化 （Selective laser melting，SLM）作為增材制造技術(shù)的一種，以金屬粉末逐層累加成形為基本原理，突破了設(shè)計局限，在近年來得到了快速的發(fā)展[3–6]。例如，從事熱流設(shè)計工程的Conflux 公司通過SLM 技術(shù)制造了具有多孔結(jié)構(gòu)的熱交換器，在不增加體積的情況下，增加了表面積，得到了更大的熱流體動力學(xué)效率，改善了熱交換和壓力損失[7]；美國密西根大學(xué)Lin 等[8]利用SLM 技術(shù)研究了鈦合金椎間融合器的優(yōu)化設(shè)計和成形工藝，并與鉭合金泡沫材料做了力學(xué)性能與醫(yī)學(xué)應(yīng)用對比，結(jié)果表明綜合性能滿足植入要求。

此外，由于點陣結(jié)構(gòu)獨特的功能特點和自由的形態(tài)設(shè)計優(yōu)勢，國內(nèi)外科研工作者對其開展了很多研究工作。Kadkhodapour 等[9]研究了立方點陣和金剛石 （Diamond）點陣的力學(xué)性能，并將試驗和數(shù)值模擬的結(jié)果進行比較。在有限元模型中采用Johnson-Cook 塑性損傷模型模擬了多孔結(jié)構(gòu)在壓縮作用下的破壞行為，準(zhǔn)確預(yù)測極限應(yīng)力和平臺應(yīng)力。Maskery 等[10]采用SLM 技術(shù)成形點陣結(jié)構(gòu)，研究發(fā)現(xiàn)，相對密度梯度變化的AlSi10Mg 多孔結(jié)構(gòu)在承載時出現(xiàn)逐層塌陷、力學(xué)性能增強的現(xiàn)象，具有良好的能量吸收性能。但總體來說，目前基于SLM 加工點陣結(jié)構(gòu)的研究[10–14]存在3 個方面的局限：一是多孔結(jié)構(gòu)設(shè)計大多圍繞傳統(tǒng)CAD模型設(shè)計的桁架類結(jié)構(gòu)和TPMS（Triply periodic minimal surface）骨架結(jié)構(gòu)展開，對新型片狀結(jié)構(gòu)的力學(xué)表現(xiàn)的研究工作較少；二是由于TPMS模型往往是犀牛等數(shù)學(xué)建模軟件生成的STL 三角面片格式，無法直接進行仿真分析；三是圍繞熱處理對SLM制備點陣結(jié)構(gòu)力學(xué)和吸能性的研究較少。

因此本文基于SLM 技術(shù)制備兩類金剛石TPMS 點陣鈦合金結(jié)構(gòu)，對其中兩份試樣進行了熱處理試驗，接著采用有限元仿真模擬和試驗相結(jié)合的方法，綜合探討熱處理工藝對兩類結(jié)構(gòu)微觀組織、力學(xué)性能、斷裂機制及吸能特性的影響規(guī)律，為點陣結(jié)構(gòu)在航空航天和骨植入物領(lǐng)域的應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計、加工與試驗準(zhǔn)備

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計與加工

金剛石TPMS 曲面的Weierstrass函數(shù)表達式如式 （1）所示，其中x、y、z表示3 個方向上的晶胞陣列次數(shù)，Lx、Ly和Lz表示結(jié)構(gòu)的整體尺寸，密度控制參數(shù)C值決定了結(jié)構(gòu)的體積分數(shù)。本文選擇晶胞單元尺寸為5 mm×5 mm×5 mm，相對密度控制為20%，利用插值算法 （式（2））得出體積V與密度控制參數(shù)C的關(guān)系 （式（3）），從而得到C值取0.71542。然后利用Matlab 軟件生成STL 格式的金剛石結(jié)構(gòu)曲面，并導(dǎo)入Magics 軟件中進行補面和布爾運算，得到圖1 所示的兩種結(jié)構(gòu)。

采用EOS 公司M280 設(shè)備加工所有點陣結(jié)構(gòu)，加工參數(shù)如表1 所示，加工過程在氬氣保護氣氛中成形。加工所需Ti6Al4V 合金粉末由中航邁特公司采用氣霧化制粉工藝生產(chǎn)，分析表明粉末球形度較高，其平均粒徑大小為37.33 μm。

1.2 試驗過程

將所有試樣利用超聲波清洗掉表面粉末后進行密度測量，密度測量方法采用阿基米德排水法。接著在電子萬能試驗機CMT5105 上開展單軸壓縮試驗，試驗過程采用位移控制模式，所有試樣都選擇正面朝上放置，以2 mm/min 的位移速率連續(xù)不間斷加載，預(yù)設(shè)壓下量12 mm，同時配置一臺Canon EOS80 相機從正面對整個壓縮過程進行實時記錄，最后截取合適壓縮量所對應(yīng)的幀數(shù)進行分析。

在箱式電阻爐SX2–6–13 中進行熱處理試驗，然后將結(jié)構(gòu)上表面研磨拋光后，使用Keller 試劑 （90.0% H2O + 8% HNO3+ 2% HF）對樣件的研磨面進行腐蝕10 s?？紤]到片狀點陣結(jié)構(gòu)上表面截面積較小，因此取骨架結(jié)構(gòu)上表面作為金相觀察面。

1.3 有限元模擬前處理

點陣模型是STL 三角面片格式，并不能直接導(dǎo)入模擬軟件中分析，因此需以初始TPMS 曲面的點云數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，將曲面上的點提取到數(shù)學(xué)矩陣中，令其中相鄰8 節(jié)點組成一個六面體網(wǎng)格單元，并將各網(wǎng)格單元按構(gòu)成的節(jié)點坐標(biāo)依次編號，完成對TPMS 結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分。該過程利用編寫Matlab 代碼實現(xiàn)，并將劃分好的節(jié)點與網(wǎng)格等數(shù)據(jù)導(dǎo)出為Abaqus 支持的inp 文件格式。

為模擬試驗中的上下兩個壓板，設(shè)計三維離散剛體殼單元來模擬加載環(huán)境，將殼表面中心點設(shè)置為參考點（RP），剛性結(jié)構(gòu)不需要劃分網(wǎng)格。然后按表2 賦予材料參數(shù)。考慮到網(wǎng)格數(shù)量太多，為節(jié)約計算量，簡化模型為10 mm×10 mm×10 mm，下板固定，上板位移–7 mm，作用點設(shè)置在上板中心參考點，分析步時間設(shè)為3 ms，加載方式采取平滑步形式,將模型整體接觸視為無摩擦接觸，為保證準(zhǔn)靜態(tài)壓縮，不引入質(zhì)量縮放系數(shù)，兩種結(jié)構(gòu)模型和模擬環(huán)境設(shè)置如圖2 所示。

表2 Ti6Al4V 材料物理屬性Table 2 Ti6Al4V material physical properties

圖2 兩種結(jié)構(gòu)仿真模型和環(huán)境設(shè)置Fig.2 Two structural simulation models and environment settings

2 結(jié)果分析

2.1 成形精度分析

通過圖3 可以看出，試樣的整體成形質(zhì)量較好，尺寸精度基本和模型一致，并沒有塌陷、翹曲和大懸垂面等成形缺陷，但是不可避免地存在表面粘粉現(xiàn)象，片狀結(jié)構(gòu)要更加嚴(yán)重。同時片狀結(jié)構(gòu)薄壁端面還原度高，骨架結(jié)構(gòu)側(cè)端面成形度較差，但基本滿足要求。

圖3 兩種結(jié)構(gòu)成形后側(cè)面圖對比Fig.3 Contrast of two forming structures

結(jié)合表3 數(shù)據(jù)，在Magics 軟件中計算發(fā)現(xiàn)，兩種結(jié)構(gòu)在體積分數(shù)一定時，設(shè)計體積和設(shè)計質(zhì)量基本一致。但是片狀結(jié)構(gòu)的表面積要明顯大于骨架結(jié)構(gòu)，較大的圓滑表面在力學(xué)上有助于應(yīng)力均勻分配，在生物植入方面適合細胞附著增殖。但是由于未熔化顆粒的附著和側(cè)面支撐的未完全去除，盡管線切割過程會降低一些成形高度，但成形試樣的質(zhì)量仍然明顯高于設(shè)計質(zhì)量。同時片狀結(jié)構(gòu)表面積較大使其更容易粘粉，質(zhì)量增加也更多。

表3 骨架結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)重量分析Table 3 Gravimetric analysis of skeleton structure and sheet structure

2.2 微觀結(jié)構(gòu)分析

對合金進行熱處理可使其力學(xué)性能和物理性能得到最佳綜合，試樣內(nèi)部組織均勻、減少應(yīng)力。為了研究熱處理對點陣試樣的顯微組織影響，進一步預(yù)測其力學(xué)性能和物理性能，對片狀和骨架狀點陣結(jié)構(gòu)進行熱處理，工藝參數(shù)如表4 所示。

表4 骨架結(jié)構(gòu)/片狀結(jié)構(gòu)熱處理工藝參數(shù)Table 4 Heat treatment process parameters of skeleton structure and sheet structure

用金相顯微鏡觀察顯示了常溫骨架狀TPMS 結(jié)構(gòu)的微觀組織 （圖4），由于Ti6Al4V 是典型的α + β 型鈦合金，平衡組織為兩相混合物，所以其微觀結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為少量柱狀的晶粒，并填充有非常細小的正交于柱狀晶界的板條狀馬氏體。其中大量細小的板條狀馬氏體可解釋為亞穩(wěn)態(tài)細小針狀α'馬氏體，柱狀晶粒為少量初始的β 柱狀晶。在SLM 工藝中，因為具有非常高的冷卻速度（1×103～1×108K/s，馬氏體轉(zhuǎn)變的臨界冷卻速度為525 K/s），所以β 相不能通過擴散轉(zhuǎn)變成平穩(wěn)的α 相，從而經(jīng)過切變相變形成大量細小針狀α'馬氏體。

圖4 骨架狀結(jié)構(gòu)上斷面的金相顯微組織Fig.4 Metallographic microstructure of the cross section on the skeleton structure

通過觀察兩種熱處理溫度下微觀組織形態(tài)，可以發(fā)現(xiàn)兩種試樣水淬后冷卻到室溫，這一階段會發(fā)生相之間的分配，并且可觀察到其光學(xué)形態(tài)中的蝕刻傾向更大，黑色的點蝕孔隙也更大。經(jīng)過850 ℃固溶處理1 h 后水淬，然后在550 ℃時效處理4 h 后，發(fā)現(xiàn)亞穩(wěn)態(tài)的針狀α'馬氏體已經(jīng)形核并長大分解，變成了板條狀粗大的α 相和被包圍的β 相。但是經(jīng)過900℃固溶處理1 h 水淬后，由于加熱溫度超過了β 相相變溫度，導(dǎo)致存在于部分α 相中的穩(wěn)定合金元素被析出并重新溶解于β 基體中。進一步在600 ℃時效處理4 h 后，大量晶格畸變能的釋放使得不穩(wěn)定的β 相分解成均勻彌散的α + β 相。同時，由于α 相晶粒在第2 次熱處理后變得粗化，晶界更明顯。

2.3 力學(xué)性能分析

兩種結(jié)構(gòu)在不同熱處理制度下應(yīng)力–應(yīng)變曲線如圖5 所示，可以看出，被測結(jié)構(gòu)的應(yīng)力–應(yīng)變響應(yīng)與材料是否經(jīng)過熱處理無關(guān)，主要取決于材料內(nèi)部晶胞單元結(jié)構(gòu)。整體依然可將這兩種結(jié)構(gòu)壓縮曲線分為4 個階段：彈性階段、開始屈服階段、應(yīng)力波動階段和致密化階段。其中彈性階段曲線斜率代表結(jié)構(gòu)彈性模量E，側(cè)面反映結(jié)構(gòu)的剛度，該彈性模量與Ti6Al4V 材料自然彈性模量值成比例。屈服階段是指應(yīng)力越過彈性階段繼續(xù)上升達到最大值，這個時候的最大應(yīng)力值即為材料的屈服強度σ*。應(yīng)力波動階段的主要特征是材料因不停屈服–接觸–斷裂–再接觸等而表現(xiàn)出的塑性應(yīng)力波動，波動狀態(tài)會持續(xù)一個較長的應(yīng)變區(qū)間，可以將平臺應(yīng)力σpl定義為應(yīng)變區(qū)間在20% ～ 40%內(nèi)應(yīng)力的算術(shù)平均值，該值與結(jié)構(gòu)的能量吸收能力有關(guān)。致密化階段的主要特征是應(yīng)力持續(xù)快速增加，最后試樣被壓實，應(yīng)力和應(yīng)變均達到最大，點陣結(jié)構(gòu)就變成了實體結(jié)構(gòu)。

圖5 骨架狀結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)的應(yīng)力–應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of skeletal structure and lamellar structures

對比圖5 中兩圖可以發(fā)現(xiàn)，骨架結(jié)構(gòu)在線彈性區(qū)域末端顯示出峰值應(yīng)力，且屈服位置為一個尖點，而片狀結(jié)構(gòu)無明顯峰值應(yīng)力，但存在一個屈服平臺。觀察未熱處理試樣應(yīng)力波動階段，骨架結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)的對應(yīng)ε范圍分別是0.08 ～ 0.83 和0.14 ～ 0.59，前者應(yīng)變區(qū)間更大；同時，可以看出骨架結(jié)構(gòu)一共有3 次大跌落，這歸因于點陣整體結(jié)構(gòu)是由點陣晶胞單元陣列3 次后得到，初次屈服后的跌落振幅最大，應(yīng)力值接近于0，應(yīng)力下降更陡峭更深，低應(yīng)力維持時間更長，這與骨架結(jié)構(gòu)45°斷裂方式有關(guān)；相反片狀結(jié)構(gòu)跌落次數(shù)較少，應(yīng)力損失較小，應(yīng)力波動更平緩，結(jié)合2.4節(jié)的斷裂過程分析，這種現(xiàn)象是該結(jié)構(gòu)局部薄壁單元從小范圍坍塌向整體破壞的逐步演變導(dǎo)致的。此外，熱處理對骨架結(jié)構(gòu)的曲線影響較小，而對片狀結(jié)構(gòu)影響較大。

兩種結(jié)構(gòu)不同熱處理方式下應(yīng)力–應(yīng)變曲線的力學(xué)性能如表5 所示，可以看出，與骨架結(jié)構(gòu)相比，片狀結(jié)構(gòu)屈服強度約為其兩倍，平臺應(yīng)力明顯較高，反映出試樣被壓得更緊實。而熱處理后彈性模量更高，說明片狀結(jié)構(gòu)強度更高。兩種結(jié)構(gòu)得到的彈性模量值為1～2 GPa，這與其他已發(fā)表的學(xué)術(shù)論文中數(shù)據(jù)接近。根據(jù)文獻中表述：皮質(zhì)骨的彈性模量在17～20 GPa，而松質(zhì)骨的彈性模量約為1.15 GPa。因此該類點陣結(jié)構(gòu)與松質(zhì)骨模量相當(dāng)，可作為多孔骨質(zhì)架植入，有效消除“應(yīng)力遮蔽”效應(yīng)。此外，兩種熱處理均可提高片狀結(jié)構(gòu)強度剛度，增大致密化應(yīng)變值，但骨架結(jié)構(gòu)熱處理后彈性模量E*和壓縮強度σ*下降，結(jié)構(gòu)彈性減弱，強度變差，平臺應(yīng)力變小，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性更高，熱處理對骨架結(jié)構(gòu)致密化應(yīng)變影響不大。

表5 骨架結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)拉伸性能Table 5 Tensile properties of skeleton structure and sheet structure

2.4 斷裂過程分析

觀察圖6 在樣品的塑性變形階段開始后，剪切破壞沿45°的大對角線發(fā)生，樣品分為兩部分。此時，第1 個應(yīng)力直線下降。隨著壓縮的繼續(xù)，觀察到切割平面右上角的彎曲和下降。然后樣品底部的支柱相互接觸，出現(xiàn)另外的45°面對角線，然后繼續(xù)壓縮直到樣品完全被壓碎。同樣，在850 ℃和900 ℃下進行熱處理后，樣品的屈服點開始出現(xiàn)在下部底部，并且在第1 次下降期間，底部的第1 次雙向剪切斷裂發(fā)生在45°方向上，表現(xiàn)為桿單元的彎曲、壓扁或剝離變化。隨著應(yīng)變的繼續(xù)增長，向右延伸的45°斷裂區(qū)域再次出現(xiàn)在右側(cè)。隨后，上層的相鄰晶胞支柱開始出現(xiàn)在新的斜剪切帶，這種現(xiàn)象一直延續(xù)到剪切帶“傳遞”到試樣的上表面?？梢韵胂蟮氖?，如果樣品足夠大，則在底部會出現(xiàn)條狀的條滑移帶“W”，并且從頂部到底部會發(fā)現(xiàn)剪切帶傳遞最大為“V”。對樣品的觀察表明，損傷更嚴(yán)重并且具有更多的脆性斷裂。

圖6 骨架結(jié)構(gòu)未熱處理、HT–1 和HT–2 熱處理后的壓縮斷裂過程Fig.6 Compressive fracture processes of skeleton structure without heat treatment, with HT–1 and HT–2 heat treatment

從圖7 可以看出，片狀結(jié)構(gòu)的斷裂方法與骨架結(jié)構(gòu)相似，也是45°剪切斷裂，但有所不同。骨架結(jié)構(gòu)的斷裂清楚地顯示了柱狀彎曲、分離和剪切帶傳遞，但片狀結(jié)構(gòu)破裂時，其壁較薄，不是完整的單元脫落。在經(jīng)歷了彈性階段之后，未加熱的樣品在45°傾斜斷裂處開始進入塑性屈服階段，但是在連續(xù)壓縮后，觀察到的區(qū)域橫向斷裂開始出現(xiàn)在樣品的左下角。同樣，850 ℃熱處理的樣品以這種方式分解，但其損壞更為嚴(yán)重。因為除了第1 條剪切帶以外，第2 條剪切帶還出現(xiàn)在右下角，這在樣品的下部引起了2 個裂縫，并且也引起了上部的傾斜變形。但是兩者之間的區(qū)別在于，變形的第2 個結(jié)果更為嚴(yán)重，最終出現(xiàn)了許多薄壁單元。在900 ℃熱處理后，樣品在彈性相中的過程更長，所需的屈服強度也更高。在塑性變形過程中，兩個45°斷裂帶相繼出現(xiàn)。骨架結(jié)構(gòu)的差異在于，該傾斜的斷裂區(qū)域傾斜于樣品，而不是局部發(fā)生，并且該剪切區(qū)域不“過渡”，裂紋出現(xiàn)在樣品的頂部，且沒有壓扁現(xiàn)象。片狀結(jié)構(gòu)和骨架結(jié)構(gòu)在屈服后因?qū)羌羟卸冃魏退?，在每個面上都顯示出雙剪切帶。

圖7 片狀結(jié)構(gòu)未熱處理、HT–1 和HT–2 熱處理后的壓縮斷裂過程Fig.7 Compressive fracture processes of sheet structure without heat treatment, with HT–1 and HT–2 heat treatment

熱處理后的SLM 和已建成的SLM 晶格之間的變形行為差異可以通過晶格支撐材料的微觀結(jié)構(gòu)和抗斷裂性大大不同來解釋。盡管已成形和已熱處理的晶格存在接近相同應(yīng)變水平的結(jié)構(gòu)塌陷和對角剪切帶，但有證據(jù)表明，斷裂的微觀機制存在很大差異。這與熱處理引起的合金夾雜物的尺寸和分布變化有關(guān)。

2.5 數(shù)值仿真分析

圖8中的小圖表示壓縮過程能量數(shù)據(jù)，可以發(fā)現(xiàn)，相對于內(nèi)能變化量，兩種結(jié)構(gòu)動能的變化量幾乎可以忽略不計，這反映出利用顯性動力學(xué)分析準(zhǔn)靜態(tài)試驗的可行性。通常，由于TPMS 片材結(jié)構(gòu)的自接觸，數(shù)值預(yù)測的應(yīng)力–應(yīng)變響應(yīng)只能夠正確地捕獲線性彈性行為、屈服階段和致密化的開始。從圖8 中發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬可以初步模擬出兩種結(jié)構(gòu)的彈性階段，且圖8（a）的壓縮強度與實際強度較為接近。但考慮到本次模擬中并未引入材料的本構(gòu)破壞模型，只是將結(jié)構(gòu)視為理想彈塑性材料，所以曲線中無法看出骨架結(jié)構(gòu)因單元斷裂而出現(xiàn)的以應(yīng)力大跌落和恢復(fù)為主的應(yīng)力波動階段，如圖8（a）中黑色曲線所示。此外，可發(fā)現(xiàn)骨架結(jié)構(gòu)的線彈性階段響應(yīng)與試驗值較為相符，而片狀結(jié)構(gòu)的塑性屈服應(yīng)變值變小，應(yīng)力值也較低，這是因為片狀結(jié)構(gòu)會優(yōu)先相互之間大范圍接觸的特點和薄壁結(jié)構(gòu)網(wǎng)格尺寸未充分優(yōu)化導(dǎo)致。

圖8 兩種結(jié)構(gòu)的試驗與壓縮模擬曲線對比Fig.8 Comparison between the experimental and simulation curves of the two structures

觀察圖9 中兩種結(jié)構(gòu)的壓縮過程，可看出骨架結(jié)構(gòu)存在明顯的對角45°的雙剪切帶，隨著壓縮過程的繼續(xù)，骨架結(jié)構(gòu)應(yīng)力開始在中部集中，然后分別向頂部和底部傳遞，結(jié)合微觀圖10 分析，可以看出晶胞單元是以骨架先彎曲后從節(jié)點結(jié)合處折斷的方式失效，內(nèi)部每個骨架斷面應(yīng)力從外圓周向內(nèi)逐漸增加；分析片狀結(jié)構(gòu)失效過程，也是在試樣中部最先變形，但最終底部應(yīng)力達到最大，率先變形，而片狀晶胞單元的變形完全以片狀薄壁處的中部局部扭曲為主，然后應(yīng)力向其他地方傳遞。

圖9 兩種結(jié)構(gòu)的壓縮過程Fig.9 Compression process of two structures

圖10 兩種結(jié)構(gòu)連接處壓縮細節(jié)Fig.10 Compressed detail at the joint of two structures

2.6 吸能特性分析

Ti6Al4V 零件以高強度和輕質(zhì)量而著稱，因而常用于能量吸收和結(jié)構(gòu)緩沖，因此本節(jié)將研究TPMS 成形兩類鈦合金結(jié)構(gòu)的能量吸收特性。工程上常用單位體積累計能量吸收量Wv（MJ/m3）和能量吸收效率η（%）來評價結(jié)構(gòu)吸能能力，兩者的計算公式如式 （4）～（6）所示。

所有結(jié)構(gòu)的累積能量吸收量及擬合曲線如圖11 所示，整體可以看出兩種結(jié)構(gòu)的能量吸收曲線表現(xiàn)出一致性，但是當(dāng)兩結(jié)構(gòu)體積分數(shù)相同時，片狀結(jié)構(gòu)的單位體積累積能量吸收量是骨架結(jié)構(gòu)的4 倍左右，反映出片狀結(jié)構(gòu)的能量吸收量較大。此外，由于兩種晶胞單元斷裂方式的不同，導(dǎo)致骨架結(jié)構(gòu)曲線上能量吸收量會發(fā)生波動現(xiàn)象，而中高應(yīng)變下片狀結(jié)構(gòu)能量吸收量曲線表現(xiàn)為圓滑式指數(shù)上升。骨架結(jié)構(gòu)的擬合函數(shù)中指數(shù)b值要明顯小于片狀結(jié)構(gòu)，且更接近1，說明隨著壓縮過程進行，其能量吸收增長速率要低于片狀結(jié)構(gòu)，即緩沖時間較長；骨架結(jié)構(gòu)系數(shù)a也小于片狀結(jié)構(gòu)，反映出能量吸收力也較差。經(jīng)過熱處理后，兩種結(jié)構(gòu)的吸能性能都有所下降，但900 ℃時效處理后的試樣能量吸收量更低，這主要歸因于材料延展性較低。

圖11 骨架結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)的累積能量吸收量Fig.11 Cumulative energy absorption of skeleton structure and sheet structure

能量吸收效率表示實際能量吸收與理想情況的能量吸收量之比，一般情況下0 <η< 1，該值越大表明能量吸收效率越高。圖12 是兩種結(jié)構(gòu)的能量吸收效率之比，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，骨架結(jié)構(gòu)能量吸收效率遠大于片狀結(jié)構(gòu)，且吸收效率會出現(xiàn)多次波動，而片狀結(jié)構(gòu)只在屈服后出現(xiàn)一次較大的增加后，整體表現(xiàn)比較均勻。此外，熱處理可以提高結(jié)構(gòu)的能量吸收效率，且不同熱處理工藝對不同結(jié)構(gòu)的能量吸收效率影響差別較大。結(jié)合前面的分析可以發(fā)現(xiàn)，骨架結(jié)構(gòu)雖然總吸收能量值較低，但可在短時間內(nèi)采取大面積坍塌斷裂的形式吸收部分能量，而片狀結(jié)構(gòu)的能量吸收過程則表現(xiàn)得比較平穩(wěn)，吸收量也比較少。

圖12 骨架結(jié)構(gòu)和片狀結(jié)構(gòu)的能量吸收效率Fig.12 Energy absorption efficiency of skeleton structure and sheet structure

3 結(jié)論

本研究以兩種Ti6Al4V 點陣結(jié)構(gòu)為研究對象，通過壓縮試驗、有限元模擬的方法對SLM 成形的兩種金剛石結(jié)構(gòu)的微觀組織、力學(xué)性能、斷裂機制和吸能特性進行了系統(tǒng)研究。得出以下結(jié)論。

（1）不同熱處理狀態(tài)下片狀結(jié)構(gòu)壓縮強度為骨架結(jié)構(gòu)1.81～2.17 倍，平臺應(yīng)力為后者的3.1 倍，兩者彈性模量相當(dāng)，接近人體松質(zhì)骨模量。但相對于骨架結(jié)構(gòu)，熱處理對片狀結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能作用更明顯。

（2）骨架和片狀點陣結(jié)構(gòu)的斷裂都是沿45°的斜剪斷裂，隨著應(yīng)變增加，這種形式的斷裂帶會向相鄰層傳遞。但前者清楚地顯示了柱狀彎曲，分離和剪切帶傳遞，而后者則很多是薄壁小單元破碎。

（3）骨架結(jié)構(gòu)最大能量吸收效率為片狀結(jié)構(gòu)的4.23 倍，但未熱處理試樣在致密化應(yīng)變時的累積能量吸收量卻為后者的0.23 倍。此外，熱處理工藝可以通過改變材料微觀組織來影響結(jié)構(gòu)吸能性能。