通过选择性激光熔化制备的智能设计多参数Ti-6Al-4V晶格结构的微观结构特征与力学性能

《Journal of Materials Research and Technology》：Microstructural characteristics and mechanical properties of intelligently designed multiple-parameter Ti-6Al-4V lattice structure fabricated by selective laser melting

　　魏段|张晓帅|张岩|申旭|尹亚军|纪晓园|牛强|杨欢清|周建新
教育部冶金设备与控制技术重点实验室，武汉科技大学，武汉，430081，中国

摘要
轻质晶格结构因其高刚度重量比和优异的吸能能力而在各种工程领域备受青睐。与传统体心立方（BCC）单参数晶格结构（SPLS）相比，BCC多参数晶格结构（MPLS）由于提供了更多的几何设计选择，因此能够实现更好的机械性能。本研究提出了一种利用替代辅助粒子群优化（ESPSO）算法智能设计的新型BCC晶格结构。以Ti-6Al-4V合金粉末为材料，通过选择性激光熔化（SLM）在不同构建方向上成功制备了所设计的MPLS，并制备了相同材料使用的SPLS以进行公平比较。通过超深度场显微镜观察，发现两种晶格结构的表面成型质量都非常优秀。随后，通过准静态单轴压缩试验研究了它们的机械性能。结果表明，与SPLS相比，MPLS的弹性模量、屈服强度、抗压强度和吸能能力均有明显提升。在三种不同的MPLS构建方向中，0°方向表现出最佳机械性能，而45°方向则具有最佳的吸能能力。数值模拟结果准确预测了晶格结构的断裂变形机制和机械性能，预测误差小于15%。优化后的MPLS的机械性能显著提高，为其在航空航天、车辆和生物力学工程等关键领域的轻量化结构设计提供了广阔的应用前景。

1. 引言
由晶格单元格按特定规则周期性排列在设计空间中的晶格结构[1],[2]以其卓越的机械性能而闻名，如高强度/刚度[3],[4]、减震[5]、吸能[6]和隔音[7]，以及独特的轻质优势。与固体结构相比，晶格结构提供了更优的结构设计性和更高的材料效率[8]。这些优点使得它们在航空航天[9],[10]、汽车[11]、电子信息[12]和生物医学[13]等领域得到广泛应用，用于承重、吸能、散热和组织修复等目的。随着增材制造技术的快速发展，晶格结构的快速精确制造已成为可能[14],[15]。特别是SLM技术以其高几何成型精度、高复杂结构制造能力和多材料适用性而著称，能够生产出具有复杂几何形状的金属晶格结构[16],[17],[18]。任等人[19]受BCC晶格启发，开发了一种新型六方体心（HBC）晶格结构，并使用SLM技术将其制备出来。通过扫描电子显微镜（SEM）观察和准静态压缩试验，结果表明SLM制备的HBC晶格不仅具有优异的成型性，还表现出优越的机械性能和吸能能力。王等人[20]通过将二维深海海绵结构扩展到三维空间，设计了一种改进的体心立方（MBCC）晶格结构，并使用SLM制备了该晶格，通过微观观察、压缩实验和有限元模拟研究了其准静态压缩行为。结果发现，与传统BCC结构相比，MBCC晶格具有优异的成型性和显著提高的吸能能力。此外，MBCC晶格还表现出新的变形模式和独特的各向异性，特别是在比强度和应力-应变曲线振荡方面。然而，随着各种工程应用中对材料结构性能要求的不断提高，传统改进的BCC晶格结构的机械性能逐渐无法满足高强度和高刚度结构的需求。因此，越来越多的学者开始采用优化方法设计BCC晶格结构以进一步提升其机械性能。然而，晶格结构的设计受到许多因素的影响，如晶格单元格类型[21],[22]、支柱几何形状[23]、支柱尺寸[24],[25]、孔隙率[26]和孔隙分布[27]，这给系统的优化设计带来了更大挑战。

考虑到上述因素，智能设计方法作为一种有前景的解决方案被采用。智能设计利用人工智能技术辅助或替代传统设计过程，实现高效、精确和创新的设计方案[28],[29],[30],[31]。该方法采用智能算法根据指定的设计目标和约束迭代优化设计变量，并通过实时跟踪和反馈机制动态调节这些变量[32],[33]。李等人[34]分析了BCCZ晶格结构，并提出了一种基于参数建模的优化策略以提高其强度和材料利用率。压缩实验确认，优化后的BCCZ晶格的抗压强度显著提高。李等人[35]引入了一种增强型变截面空心（RVCH）晶格结构，使用落锤试验系统进行轴向和斜向冲击试验以研究其动态机械响应和吸能能力。建立了有限元模型，分析不同加载角度下的倾斜冲击条件，并研究了增强条和梯度配置对RVCH晶格变形机制和吸能的影响。上述学者的研究主要集中在单参数变化的BCC晶格结构对机械性能的影响，但未考虑多参数变化对机械性能的影响。

与此同时，Traxel等人[36]和Kadirgama等人[37]使用SLM沿垂直方向制备了几种不同的BCC晶格结构，SEM观察到垂直方向形成的柱状晶粒以及典型的马氏体微观结构。还进行了压缩试验，结果表明Traxel等人沿垂直方向制备的不同晶格结构在抗压强度上存在高达74%的差异，在弹性模量上存在高达71%的变化。相比之下，Kadirgama等人沿垂直方向制备的不同孔隙率晶格结构中，孔隙率为70%的晶格结构显示出更高的弹性模量和屈服强度。上述学者研究了单一构建方向下不同晶格结构的微观结构和机械性能。然而，迄今为止，很少有研究探讨多参数BCC晶格的微观结构与机械性能之间的相互作用，或不同构建方向对优化BCC晶格结构的影响。

为了研究多参数和不同构建方向对晶格结构微观结构和机械性能的影响，本研究采用智能优化方法设计了沿X、Y和Z轴具有变参数的体心立方（BCC-XYZ）晶格。使用Ti-6Al-4V粉末，通过SLM技术制备了0°方向的BCC-XYZ SPLS以及0°、45°和90°方向的MPLS。使用光学显微镜、超深度场显微镜和冶金显微镜对模型的表面形态和微观结构进行了表征，并进行了准静态试验以研究0°方向制备的SPLS以及0°、45°和90°方向制备的MPLS的机械性能。使用数码相机捕捉压缩过程中不同阶段的变形快照，以分析试样的断裂模式和崩塌过程，并使用SEM观察支柱的断裂形态以分析支柱的断裂和变形机制。基于Johnson-Cook塑性模型[38]和损伤模型[39]的Abaqus有限元软件建立的有限元模型用于解释晶格结构的变形机制和机械性能。

2. 建模和实验方法
2.1. 智能设计晶格结构
本研究采用智能设计方法确定MPLS的参数。这些参数通过迭代优化得出最优解，不仅满足设计要求，还提升了晶格的机械性能[40]，如图1(a)所示。为了高效优化晶格结构，首先使用拓扑描述函数明确表示其几何形状，如方程（1）、（2）[41],[42],[43]所示，从而能够精确调整几何特征。

（1）在方程（1）中，D表示晶格结构的整个设计域，表示该域内的固体材料区域，表示晶格结构的边界。
（2）在方程（2）中，单个支柱由一个柱体和两个球体组成，它们的位置分别定义为、和。柱体两端分别位于点和，这两个点也是两个球体的中心[44]，如图1(b)所示。这里，和分别表示支柱的质心坐标和长度。

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图1. MPLS的设计：(a) MPLS的迭代过程，(b) 支柱的示意图，(c) MPLS，(d) SPLS

为了优化MPLS的几何形状参数，将支柱直径设置为设计变量，结构体积定义为约束函数，并建立目标函数以满足刚度要求。最终，晶格结构的优化模型如方程（3）[45]所示。
（3）其中表示设计变量（支柱直径），是最小支柱直径，表示设计变量的数量，表示整体结构柔顺性，表示外部载荷向量[46]，表示位移向量，表示第e个宏观有限元的位移向量，分别表示位移和刚度矩阵。其中，宏观有限元被视为一个晶格单元格[47]。NE是从晶格结构离散出的有限元总数，其中：
（4）这里B表示应变-位移矩阵，是晶格单元格的等效弹性张量矩阵，表示其设计域。和分别是晶格单元格的材料体积和设计域的总体积，f是允许的材料体积分数。tmin和tmax分别表示支柱直径的下限和上限，其中tmin=0.015（由增材制造过程的最小可成型尺寸确定），tmax= ，对应于完全固态的晶格单元格。考虑到增材制造的实际精度限制，本研究中晶格单元格的体积分数指定为30%。

ESPSO算法用于确定三维晶格单元格中每个支柱的最佳直径。引入径向基函数（RBF）近似模型为粒子群优化框架构建全局和局部替代模型。具体而言，全局替代模型使用所有评估的粒子点在整个设计空间内建立，而局部替代模型在每个粒子附近建立。本研究中采用的RBF模型定义如下：给定n个样本点x1, x2, …, xn ∈ RD及相应的响应值f(x1), f(x2), …, f(xn)，可以从这n个样本点构建的RBF近似模型表示为：
（5）其中Φi(x)表示第i个基函数，∥x?xi∥表示欧几里得范数，λi表示对应于第i个基函数的权重系数。采用的三次基函数为Φ(r)=r3，其中r =∥x?xi∥。此外，p(x)是一阶多项式，表示为bTx+a。为了构建精确的全局和局部近似模型，全局模型的样本点数量与预定义的群大小一致，通常设置为30。对于局部模型，样本点数量通常设置为超过5D，其中D表示设计变量的数量。

为了进一步提高替代模型辅助PSO算法的优化效率，在ESPSO算法中实施了新的粒子速度更新策略，其更新规则如下：
（6）
（7）
（8）其中vi(t)=[vi1(t), vi2(t), …, vid(t)]和xi(t)=[xi1(t), xi2(t), …, xid(t)]分别表示第i个粒子在t次迭代时的速度和位置。这里，d表示问题的第d个维度。pi(t)=[pi1(t), pi2(t), …, pid(t)]表示第i个粒子在t次迭代时达到的最优位置，pg(t)=[pg1(t), pg2(t), …, pgd(t)]是所有粒子获得的全局最优位置。G(x) 是由设计空间中所有粒子构建的全局RBF模型预测的响应值，而XGbest是整个设计空间中的最优点，即全局最优位置。Li(x) 是由pi(t)附近的粒子形成的局部RBF模型预测的响应值，XNbest是该局部邻域内的最优点，即局部最优位置。粒子pi(t)通过跟踪这两个最优值来更新其位置。优化的蜂窝结构模型中，蜂窝结构有七种不同的直径参数；不同的BCC结构支柱具有不同的直径参数；在XYZ立方结构的边界上，四个相互平行的支柱共享一个直径参数；而单参数蜂窝结构的所有支柱共享一个直径参数。BCC-XYZ SPLS和MPLS的每个单元格尺寸均为4×4×4毫米立方。整个BCC-XYZ结构由沿X、Y和Z坐标方向排列的四个单元格组成，因此总体尺寸为16×16×16毫米立方，如图1(c)和(d)所示。

2.2 样品制备
所设计的模型使用EOS M290金属3D打印机[48]制造，材料为Ti-6Al-4V合金粉末。Ti-6Al-4V粉末的微观结构呈现规则球形颗粒，表面光滑，如图2(a)所示，确保了后续模型打印的顺畅性[49]。图2(b)显示了颗粒尺寸分布直方图，平均颗粒尺寸为36.3微米。通过初步参数优化，确定了SLM过程中Ti-6Al-4V粉末的处理参数（见表1）。图2(c)展示了不同悬垂角度θ的打印示意图，其中底面代表样品的下表面，θ是样品下表面（沿Y轴旋转）与打印基底之间的角度。选择了三个角度值，即0°、45°和90°，来代表不同的构建方向。在本研究中，沿0°构建方向制造的SPLS样品称为样品1；沿0°构建方向制造的MPLS样品称为样品2；沿45°构建方向制造的MPLS样品称为样品3；沿90°构建方向制造的MPLS样品称为样品4。SLM过程中使用氩气作为保护介质，以防止钛合金的高温氧化[17]、[50]。打印完成后，通过电火花加工将样品从基底上分离，并用无水乙醇进行超声清洗以去除附着的粉末颗粒。进一步使用空气吹风机去除表面杂质，然后对样品的上下表面进行机械抛光，以确保平行性。清洗和抛光后的样品再次干燥，以确保在后续机械测试中垂直力的传递，如图2(d)所示。

2.4 压缩测试
样品1、2、3和4的准静态单轴压缩测试使用SHIMADZU电子万能试验机进行。试样放置在两个压缩压头之间：底部压头保持固定，而顶部压头以1毫米/分钟的位移控制加载速度向下移动。测试遵循ISO 13314:2011 [52]标准进行，压缩方向与试样的打印方向对齐，以确保加载的一致性。数码相机持续记录样品的压缩和变形过程，并同时记录载荷和位移数据[53]。

2.4 有限元模拟
使用Abaqus有限元软件进行数值模拟，以更深入地理解压缩测试过程中晶格结构的应力-应变分布和损伤失效过程。网格生成采用nTopology软件，网格尺寸为0.4毫米。采用四面体元素（C3D4），并输出与Abaqus兼容的inp文件。在压缩模拟中，模型顶部和底部放置刚性、离散的平板，其中心被定义为参考点。模拟中的材料属性基于压缩实验获得的参数进行设置。刚性、离散平板与模型表面之间的接触设置为剪切摩擦，摩擦系数为0.15。在顶板的参考点施加垂直向下的位移边界条件。相比之下，底板在所有六个自由度上均被完全约束，以模拟固定支撑[54]。如图4所示，多参数模型的网格数量少于单参数模型，从而减少了计算时间并节省了计算资源。采用动态显式分析步骤进行数值求解，有效避免了与静态隐式方法相比的收敛问题。

3 结果与讨论
3.1 打印样品的表征
表3显示了制造出的晶格结构样品的样品编号、平均测量尺寸和孔隙率值。每个样品测量了三次，取平均值[51]。同时，孔隙率通过质量法进行测量。孔隙率计算公式见方程（8）。使用超深场显微镜对打印样品支柱的表面形态进行了表征，如图3所示。使用MeizsMcs金相显微镜观察不同构建方向的BCC-XYZ晶格结构的微观形态。晶格结构的支柱节点经过切割、研磨和抛光处理，然后用Kroll试剂进行蚀刻，蚀刻时间为5-15秒[9]。根据方程（9）中的孔隙率计算公式，表示晶格结构的孔隙率，表示晶格结构的质量，表示样品的表观体积，表示结构材料的密度。

3. 结果与讨论
3.1 打印样品的表征
表3显示了样品编号、平均测量尺寸和制造出的晶格结构的孔隙率值。每个样品测量了三次，并计算了平均值。实际测量尺寸均大于理论值。对于不同构建方向制造的晶格结构，受线切割影响的边长更大，这主要是由于切割过程中残留的机械加工余量所致。相比之下，未受线切割影响的边长也更大，这归因于粉末在样品表面的粘附以及SLM成型过程中未完全熔化的粉末颗粒的存在，这一点通过图3中的表面形态观察得到了证实。这与Yang等人[57]报道的SLM制造的Gyroid模型的表面观察结果一致。测量的孔隙率值均小于设计值，最大孔隙率相对误差为12.23%。此外，图5中BCC倾斜支柱的测量直径均大于理论值，这是由于样品支柱表面未完全熔化的粉末颗粒的粘附所致。不同构建方向打印的晶格结构在尺寸和孔隙率上存在差异，因为不同构建方向的晶格结构各向异性对制造精度有一定的影响。

表2. Johnson-Cook强度和损伤模型的参数
A (MPa) B (MPa) n D1 D2 D3
1250 8 60 0.378 -0.07 0.24 -0.48图7(c)、(f)和(i)显示了沿{0001}方向的纹理极图，其中样品2在{0001}方向的纹理强度最高，表明样品2沿{0001}方向具有很强的优先晶粒取向。下载：下载高分辨率图片（2MB）下载：下载全尺寸图片

图7. 采用不同制造方向制备的晶格结构的逆极图和纹理极图：(a)、(d)、(g) 晶粒取向分布图；(b)、(e)、(h) 施密特因子分布图；(c)、(f)、(i) 纹理极图。

3.3. 模型压缩变形机制和机械性能
3.3.1. 压缩应力-应变曲线分析和模型失效过程
为了研究样品1、2、3和4的压缩性能，通过分析它们的应力-应变曲线并观察压缩实验中的变形和坍塌过程来评估晶格结构的压缩性能。基于载荷和位移数据，应力(σ)和应变(ε)的计算如公式(12)、(13)所示。
(12)
(13)
其中F是施加的载荷，A0是初始横截面积，ΔL是沿加载方向的位移，L0是初始长度[61]。所得的应力-应变曲线（图8）展现出三个阶段：弹性变形、平台期和致密化期。在图8(a)和(b)中，初始的非线性变形可能是由于模型表面粗糙或顶部压头与样品之间的接触不完全造成的。这与Xiao等人的研究结果[62]一致。在弹性阶段，随着应变的增加，应力增加，因为垂直支柱承受了主要载荷。在平台期，应力随着应变的增加而迅速减小；随后，应力呈现周期性趋势，即先增加后减小，直到模型达到致密化阶段。这是由于样品的垂直支柱首先承受较大的应力，导致45°剪切断裂，然后逐层断裂，直到达到致密化阶段。图8(a)显示，在弹性阶段，样品2的应力-应变曲线高于样品1，而在平台期，它低于样品1。这是因为样品2的优化垂直支柱直径大于样品1，使其在弹性阶段能够承受更高的强度。当垂直支柱在平台期断裂时，样品2的优化倾斜支柱直径较小，因此强度较低。在图8(b)中，样品2、3和4之间的应力-应变曲线差异归因于它们的微观结构差异。在弹性阶段，样品2的应力-应变曲线较高，因为其内部柱状晶粒与z轴加载方向对齐，使其能够承受更大的载荷，如图6所示。在平台期，样品2的应力-应变曲线较低，可能是由于断裂过程中支柱脱离的数量较多，从而降低了其能够承受的应力。如图9所示，样品1首先在底层发生断裂；接着是上层垂直支柱的45°剪切失效，然后是逐层自下而上的断裂。样品1和2的不同断裂模式归因于材料分布的差异。相比之下，样品3和4首先发生整体45°剪切断裂；断裂的支柱滑动，导致中间层的逐步失效。样品2、3和4的不同断裂模式是由于微观结构的各向异性造成的。这一结论与Jin等人的研究结果[55]一致，他们报告了沿垂直方向压缩的BCCZ和FCCZ晶格结构的失效过程。

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图8. 压缩应力-应变曲线：(a) 样品1与样品2比较；(b) 样品2、3和4

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图9. 四种BCC-XYZ结构的压缩失效过程图

3.3.2. 弹性模量、屈服强度和抗压强度
弹性模量、屈服强度和抗压强度是评估压缩机械性能的关键参数。在本节中，通过比较这三个指标定量分析了设计晶格结构在弹性阶段的机械性能。使用压缩应力-应变曲线来计算这些性能。弹性模量(E)是应力-应变曲线线性弹性段的斜率（E=σ/ε）。屈服强度使用0.2%偏移法确定，即将线性弹性线向右移动0.2%的应变。抗压强度定义为压缩应力-应变曲线中的峰值应力[63]。屈服强度、抗压强度和弹性模量的计算结果如图10所示。由于样品数量有限（n=2），结果以趋势形式呈现，而不是统计上显著的定量值。如图10(a)所示，样品2在弹性模量、屈服强度和抗压强度方面显著优于样品1以及文献中报道的层次晶格、TPMS结构和八边形-Truss晶格。这种改进主要归因于材料分布对晶格结构机械行为的影响[64]。具体来说，优化后的多参数样品的垂直支柱直径较大，能够在弹性阶段承受更高的强度。图10(b)表明，样品2的弹性模量、屈服强度和抗压强度均高于样品3和4。这种差异源于微观结构的各向异性，这与晶粒取向密切相关。如图6(d)所示，样品2的YOZ截面的柱状晶粒与垂直加载方向对齐，使其比图6(h)中的45°取向柱状晶粒和图6(i)中的90°取向柱状晶粒具有更强的抗力；样品2沿{0001}<11-20>方向的滑移系更难以激活，因此在加载过程中能够承受更大的力。

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图10. (a) 样品1与样品2的屈服强度、抗压强度和弹性模量比较；(b) 样品2、3和4的这些性能

3.3.3. 能量吸收能力
通过比较样品1、2、3和4在压缩实验中的能量吸收特性，在外部载荷作用下的优化结构的能量吸收能力可以得到有效表征。能量吸收能力使用公式(14)计算[65]。
(14)
这里，代表压缩应力-应变曲线上对应于应变σ的应力，表示晶格结构发生致密化的应变ε。

如表4所示，样品2的能量吸收能力显著优于样品1以及文献中报道的层次晶格、TPMS结构和八边形-Truss晶格。这种改进主要源于多参数设计中独特的材料分布，这改变了压缩过程中的结构变形行为。样品2的优化垂直支柱直径较大，使它们能够在弹性变形阶段承受更高的强度并吸收更多能量。随着应变的增加，一些垂直支柱发生45°剪切断裂；然而，剩余的垂直支柱和倾斜支柱仍能作为支撑，继续吸收部分能量。相比之下，样品1的垂直支柱直径较小，因此在弹性阶段承受的应力较低，吸收的能量也较少。尽管它们在平台期吸收了更多能量，但随着应变的继续增加，结构很快发生高强度失效，从而减弱了其能量吸收能力。表5表明，样品3显示出最高的能量吸收能力，这归因于微观结构各向异性导致的变形行为差异。如图9所示，样品3首先在底层发生整体45°剪切断裂；接着是上层垂直支柱的45°剪切失效和渐进式的自下而上的层失效。样品2从上层垂直支柱开始失效，导致自上而下的层失效。样品1和2不同的断裂模式归因于材料分布的差异。相比之下，样品3和4首先发生整体45°剪切断裂；断裂的支柱滑动，导致中间层逐渐失效。样品2、3和4的不同断裂模式是由于微观结构的各向异性造成的。这一结论与Jin等人的研究结果[55]一致，他们报告了沿垂直方向压缩的BCCZ和FCCZ晶格结构的失效过程。

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图11. 压缩实验中样品1和2的累积单位体积能量吸收与应变曲线：(a) 样品1与样品2比较；(b) 样品2、3和4

3.4. 断裂分析
为了研究压缩过程中支柱的失效情况，对不同样品的倾斜支柱进行了SEM扫描观察，揭示了四种样品倾斜支柱的断裂形态，如图12所示。在断裂面上观察到不规则的突起、凹陷、明显的孔洞和裂纹面特征，表明支柱主要经历了脆性断裂。这一观察与Eskandari等人的研究结果[66]一致。韧性断裂通常与孔洞的聚合有关。在图中还观察到平面特征，这些区域是裂纹通过马氏体簇传播但受到β晶界阻碍的区域。这与Jin等人的研究结果[55]一致。

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图12. 四种BCC-XYZ结构支柱的断裂形态

3.5. 有限元模拟结果和晶格结构压缩实验分析
图13显示了实验样品和模拟模型的应力-应变曲线。在图13(a)中，模型1和模型2之间的应力-应变曲线差异是由于结构差异造成的。在弹性阶段，模型2的应力-应变曲线高于模型1，这是因为模型2的垂直支柱直径较大，使其能够承受更高的强度。在平台期，模型2的应力-应变曲线低于模型1，因为模型2的水平支柱和倾斜支柱直径较小，因此抗力较低。模型1、模型2和样品1、样品2之间的应力-应变曲线差异是由于成型过程中附着在侧表面的粉末量不同以及断裂过程中脱落的支柱数量不同造成的。在图13(b)中，模型2与样品2、3和4之间的应力-应变曲线差异是由于微观结构的差异。这是因为模型2没有考虑柱状晶粒对强度的影响，而在样品2、3和4中，由于成型方向不同，柱状晶粒分别与加载方向形成0°、45°和90°的角度，使它们抵抗不同的强度，导致样品2、3和4的抗压强度依次降低。图14显示了模型1和模型2在模拟压缩过程中不同应变下的应力分布。模型1的断裂模式与样品1不同，这可能是由于样品1内部的柱状晶粒对其机械性能的影响。当应变为0.08时，模型2的最大应力点出现在顶部的垂直支柱上。顶部垂直支柱首先发生45°剪切断裂，应力传递到其余的垂直支柱和倾斜支柱区域，导致从上到下的逐层断裂。模型1和模型2的断裂模式不同，这是由于结构差异造成的。样品2首先发生顶部垂直支柱的45°剪切断裂，随后是整体45°剪切断裂，最后是逐层断裂。样品3和样品4首先发生整体45°剪切断裂，然后是中间层的逐层断裂。模型2与样品2、3和4的断裂模式不同，这是因为不同形成方向的柱状颗粒在加载过程中的生长方向不同，从而导致强度抵抗能力不同。下载：下载高分辨率图像（479KB）下载：下载全尺寸图像图13. 实验与数值模拟之间的应力-应变曲线比较：(a) 样品1和样品2与模型1和模型2的比较；(b) 模型2与样品2、3和4的比较。下载：下载高分辨率图像（752KB）下载：下载全尺寸图像图14. 模型1和模型2的压缩变形模拟。图15显示了四个样品的弹性模量和屈服强度的实验值与模拟值之间的相对误差。结果表明，实验和模拟的压缩强度及弹性模量之间有很好的一致性，相对误差控制在15%以内。表6比较了这些结构在能量吸收能力方面的相对误差，模拟与实验之间的差异较小，误差范围为0.66%至11.66%。这表明，结合了Johnson-Cook塑性参数和损伤机制的有限元模型能够准确地捕捉到弹性阶段和平台阶段的峰值应力变化。然而，仍存在某些偏差，主要是由于有限元模型忽略了材料中的缺陷，如孔隙、杂质、阶梯效应以及粉末颗粒在材料定义过程中未完全熔化时的表面粘附。其次，有限元模型的网格离散化也可能导致实验结果与模拟结果之间的差异。下载：下载高分辨率图像（332KB）下载：下载全尺寸图像图15. 弹性模量和屈服强度的实验值与模拟值比较表6. 实验与模拟之间的能量吸收值比较实验（WJ/m3）模拟（WJ/m3）相对误差（%）模型1 92.50 81.71 11.66模型2 108.21 107.50 0.664. 结论本研究采用智能优化方法设计MPLS。使用Ti-6Al-4V粉末作为材料，通过SLM工艺制备了沿0°取向的SPLS以及沿0°、45°和90°取向的MPLS。通过压缩实验验证了BCC-XYZ晶格结构的变形机理和力学性能，并通过有限元模拟解释了其变形行为和压缩特性。通过比较SPLS与MPLS之间的差异，以及不同构建取向的MPLS样品之间的差异，得出以下结论：（1）沿0°取向制造的MPLS在力学性能和能量吸收性能方面优于SPLS。具体而言，0°取向的MPLS的弹性模量、屈服强度和压缩强度显著优于SPLS。在能量吸收方面，两种晶格结构的单位体积能量吸收随着应变的增加而非线性增加，0°取向的MPLS在能量吸收能力上明显优于SPLS。(2) 对沿0°、45°和90°取向制造的MPLS进行比较后发现，0°取向的MPLS具有最高的弹性模量、屈服强度和压缩强度。在能量吸收方面，所有MPLS样品的能量吸收能力随应变的增加而非线性增加，其中45°取向的MPLS表现出最佳的能量吸收性能。(3) 就压缩变形行为而言，沿0°取向制造的SPLS首先发生底层断裂，随后在剩余垂直支柱发生45°剪切断裂后发生自下而上的逐层失效。相比之下，0°取向的MPLS首先发生顶部垂直支柱的45°剪切断裂，然后发生自上而下的逐层断裂。而沿45°和90°取向制造的MPLS首先发生整体45°剪切断裂，随后逐渐发生逐层失效。(4) 基于Johnson-Cook塑性模型和损伤模型开发的有限元模型能够准确捕捉BCC-XYZ晶格结构的压缩变形机理。此外，模拟结果精确反映了这些结构的压缩力学性能和能量吸收能力，其相对误差控制在15%以内。(5) 优化后的多参数晶格结构的力学性能得到了显著提升，使其在航空航天、车辆和生物力学工程等关键领域的轻量化设备结构设计中具有广泛应用前景。资助作者感谢中国国家自然科学基金（项目编号52175359、52205280和52575308）和中国博士后科学基金（证书编号2023M743281和2024M763044）的支持。