不規則多孔結構鈦合金人體植入物的制備和性能研究

王 琪,劉小娜 ,黃 晟 ,陸 軍

(1.江蘇科技大學 機械工程學院，江蘇 鎮江 212003)(2.江蘇省蘇州市康力骨科器械有限公司，江蘇 張家港 215600)

鈦合金植入物具有無毒、質輕、高強度和良好的生物相容性。研究表明，鈦合金的彈性模量與骨組織的彈性模量有差異，植入物和骨組織接觸面之間好似有屏障，植入物承接了原作用在骨骼上的法向應力，使應力傳輸不到相鄰的骨組織上，即產生“應力屏蔽”效應。骨長期受到較小的應力刺激，會逐漸出現骨細胞凋零，使得植入物和骨組織界面間產生間隙，最終導致植入物松動或脫落[1]。

人體骨骼內部存在孔隙，其結構復雜，具有不均勻性和各向異性，即使在同一部位，力學性能也有很大差別。將多孔結構應用于鈦金屬植入物可以將植入物的彈性模量降低到人體骨組織的彈性模量范圍內，縮小骨組織與鈦金屬植入物的力學性能差異，使得“應力屏蔽”問題得到一定程度的解決[2]。同時，多孔結構可為血液和組織液的運輸提供通道，促進骨組織的長入，進而實現骨組織與植入物的融合。

基于Voronoi剖分原理，在空間內給定種子點的基礎上，通過Rhion 6軟件中GH插件的特定算法將種子點連接在一起，形成空間多邊體，這些多面體區域實現空間的劃分，且每個多面體區域相互獨立；利用GH插件中3D Voronoi運算器生成Voronoi單元，然后利用GH插件中Mesh運算器構建四邊形網格，形成多孔結構[3]。采用激光選區熔化技術(SLM)制備多孔結構樣件，研究了不規則度和孔隙率對多孔結構件抗壓強度和彈性模量的影響，以期為不規則多孔結構件的制備提供借鑒。

1 不規則多孔結構建模

1.1 不規則多孔結構設計

(1)

式中：rand是服從均勻分布并在區間[0,1]中生成任何值的隨機函數。然后，刪除原點陣，提取新點陣；再次，利用 GH 插件中 3D Voronoi 運算器生成泰森多邊形元胞，用Mesh運算器構建四邊形網格，用 Weave Bird 插件合集下的網格柔化運算器對網格作細分處理，使網格邊界更加平滑；最后，通過布爾運算形成特定形狀并封閉的曲面，完成多孔結構建模。每個單獨空間多邊形的梁是通過間接調Voronoi單元的孔徑系數來改變棱的粗細形成的，通過布爾運算并集形成特定形狀的封閉表面，形成多孔結構[3]。不規則多孔結構建模過程如圖1所示。

圖1 不規則多孔結構建模示意圖Fig.1 Schematic diagrams of irregular porous structure modeling

1.2 多孔結構的結構特征

1.2.1 不規則度

不規則度既是孔隙結構的整體特征，也是單個孔隙的局部特征。單個規則孔隙與不規則孔隙的偏差表示單個孔隙的不規則度。多孔結構中所有孔隙不規則度的平均值是整個多孔結構的不規則度(μ)[3]，定義如式(2)。

(2)

式中:PmniP′mni是規律點Pmni與隨機點P′mni之間的距離；ai是兩球心間距離；N為孔的個數。這種方法需要計算所有的孔隙，當孔隙數量較大時計算量較大。

基于三維Voronoi圖生成多孔結構。三維Voronoi圖的結構由點數和空間分布決定，因此多孔結構不規則度μ由概率球半徑Ri與點間距ai控制,不規則度μ和Ri/ai間存在線性關系[3]，即:

μ=0.996(Ri/ai)+0.007

(3)

1.2.2 孔徑系數

相對于孔隙率，孔徑為一個微觀參數，是一個等效概念，指的是孔的公稱直徑。本研究中將不規則多邊形孔等效為具有相同面積的圓孔。鑒于不規則多孔結構的孔數量多且形狀各異，這里定義不規則多孔結構的孔徑是若干平面等效圓孔直徑的平均值，按公式(4)計算[3]。

(4)

(5)

種子點數、不規則度和孔徑系數是影響孔隙率的3個因素。其中，不規則度或種子點數改變時，孔隙率的改變程度很小，甚至可以忽略不計，而孔徑系數是影響孔隙率的決定性因素，孔隙率隨孔徑系數的增大呈現正線性變化[3]。因此，本研究只考慮孔徑系數對孔隙率的影響。

1.2.3 孔隙率

多孔結構可以看成是孔棱和氣相孔隙結合的復雜結構。孔隙率表示的是氣相體積占總體積的百分比。SLM制備多孔結構樣件的實際孔隙率可以通過工業計算機斷層掃描(CT)進行測量。首先，利用線切割技術測量立方體的邊長，得到外輪廓體積Vouter，然后采用工業CT掃描并重建多孔結構樣件的三維模型，利用閾值劃分獲取多孔結構實體部分體積Vporous，實際孔隙率(Φ)按式(6)計算[4]。

(6)

2 多孔結構樣件的制備

實驗材料為Ti6Al4V合金粉末，平均粒徑為40 μm。表1為Ti6Al4V合金粉末的化學成分。可以看出，Ti6Al4V合金粉末的雜質元素含量較低。

表1 Ti6Al4V合金粉末化學成分(w/%)Table 1 Chemical composition of Ti6Al4V alloy powder

采用EOS M290型SLM金屬3D打印機制備多孔結構件，成形工藝參數見表2。圖2為SLM工藝原理示意圖。其成形過程分為3個步驟：首先，利用水平刮板，根據切片厚度把金屬粉末均勻預鋪在基板上；然后，控制高能量激光束，依據切片數據信息和規劃路徑掃描，熔化后的金屬粉末形成熔池，實現凝固成形；最后，按照點到線，線到面，面到體的三維空間順序逐步疊加形成三維零件。成形過程在密閉的工作倉內進行，倉內充滿氬氣，以防止金屬粉末氧化。設計并制備不同不規則度和不同孔隙率的多孔結構樣件。采用線切割機將多孔結構樣件與基板分離，然后將樣件放入超聲波清洗機中除去表面切削液和殘留粉末，清洗完成后再烘干水分[5]。受制造工藝精度的影響，設計模型和樣件在形狀尺寸上存在輕微差異，但多孔結構特性主要由設計特征決定，尺寸誤差不會對多孔結構的性能產生較大影響。

表2 SLM成形工藝參數Table 2 Parameters of SLM forming process

圖2 SLM工藝原理示意圖Fig.2 Schematic diagram of SLM technology principle

對SLM成形多孔結構樣件進行880 ℃/30 min/FC退火處理。采用JSM-6480型掃描電子顯微鏡觀察多孔結構樣件熱處理前后的顯微組織。采用CMT5105電子萬能試驗機對多孔結構樣件進行準靜態壓縮試驗，壓縮速率為1 mm/min。

3 多孔結構樣件的力學性能分析

3.1 力學性能與不規則度的關系

令兩球心點間距ai=2 mm，孔徑系數K=0.8，改變概率球半徑Ri，設計出不規則度分別為0.33、0.43、0.53的多孔結構模型。模型尺寸為16 mm×16 mm×16 mm，設計參數如表3所示。圖3為SLM成形的不規則多孔結構樣件。

表3 不同不規則度的多孔結構樣件特征參數Table 3 Characteristic parameters of porous structure samples with different irregularities

圖3 不同不規則度的多孔結構樣件 Fig.3 Porous structure samples with different irregularities： (a) μ=0.33; (b) μ=0.43; (c) μ=0.53;

圖4為不規則多孔結構樣件的應力-應變曲線，表4為不規則多孔結構樣件的力學性能。壓縮彈性模量(Ec)和抗壓強度(Rmc)是不規則多孔結構的重要參數，其中，壓縮彈性模量反應的是金屬植入物的剛度屬性，抗壓強度反映的是金屬植入物的承載能力。從圖4和表4可以看出，隨著不規則度的增加，壓縮彈性模量不斷減小。多孔結構樣件的力學特性可以從兩個方面考慮，即自身結構和SLM加工過程的特殊性。在結構方面，由于多孔結構的不規則度由小增大，多孔結構也由均勻規則的立方體逐漸變成不均勻不規則的多面體，單元內部結構產生不正常變化，單元發生變化較大的部位出現明顯的應力集中現象；在SLM處理過程中，將不可避免地出現誤差，如成形樣件內部出現孔隙，內部誤差對其力學性能尤其是抗壓強度有顯著影響[6]。因此，當多孔結構不規則度增大時，樣件壓縮彈性模量和抗壓強度降低。

圖4 不同不規則度多孔結構樣件的應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of porous structure samples with different irregularities

表4 不同不規則度多孔結構樣件的力學性能Table 4 Mechanical properties of porous structure samples with different irregularities

3.2 力學性能與孔隙率的關系

令兩球心點間距ai=2 mm，概率球半徑Ri=0.85，不規則度μ=0.43，設計出孔隙率分別為75.2%、85.0%、94.3%的多孔結構模型。模型三維尺寸為16 mm×16 mm×16 mm，設計參數如表5所示。圖5為制備的不同孔隙率多孔結構樣件。

表5 不同孔隙率的多孔結構樣件特征參數Table 5 Characteristic parameters of porous structure samples with different porosities

圖5 不同孔隙率的多孔結構樣件Fig.5 Porous structure samples with different porosities：(a) Φcalculate=75.2%; (b) Φcalculate=85.0%; (c) Φcalculate=94.3%

圖6為不同孔隙率多孔結構樣件的應力-應變曲線。表6為不同孔隙率多孔結構樣件的力學性能。隨著孔隙率的減小，多孔結構的壓縮彈性模量和抗壓強度均呈現明顯上升趨勢[7]。在進行準靜態壓縮時，當多孔結構的孔隙率變小時，孔棱直徑變大，孔棱所能承受的彎曲和拉伸強度變大，即壓縮彈性模量和抗壓強度變大；反之，當多孔結構的孔隙率變大時，孔棱直徑變小，孔棱所能承受的彎曲和拉伸強度變小，即壓縮彈性模量和抗壓強度變小。

圖6 不同孔隙率多孔結構樣件的應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of porous structure samples with different porosities

表6 不同孔隙率多孔結構樣件的力學性能Table 6 Mechanical properties of porous structure samples with different porosities

4 熱處理對多孔結構樣件性能的影響

采用SLM技術制備鈦合金多孔結構樣件時，由于激光鋪粉在冷粉床上，無預熱成形溫差比較大，導致多孔結構成形區域容易開裂，內部具有很大的內應力，而多孔結構一般無法通過機械處理來改變顯微組織。因此，為了去除樣品內應力，同時保證產品的韌性、可塑性、抗拉強度等物理性能符合標準，以及氫、氮、氧、金屬元素的含量不超標，在成形后進行適當的熱處理尤為重要。熱處理后成形件組織具有更好的均勻性和一致性。中國科學院金屬研究所蔡雨升等人[8]研究發現，退火溫度升高，SLM成形TC4鈦合金的強度降低，塑性升高。

表7為不同不規則度多孔結構樣件熱處理后的力學性能。表8為不同孔隙率多孔結構樣件熱處理后的力學性能。對比表4與表7、表6與表8，可以看出熱處理后壓縮彈性模量變化不大，但壓縮強度降低。

表7 不同不規則度多孔結構樣件熱處理后力學性能Table 7 Mechanical properties of porous structure samples with different irregularities after heat treatment

表8 不同孔隙率多孔結構樣件熱處理后力學性能Table 8 Mechanical properties of porous structure samples with different porosities after heat treatment

為了分析多孔結構樣件熱處理后壓縮強度降低的原因，對其進行了組織觀察，如圖7所示。從圖7可以看出，熱處理前多孔結構樣件組織中含有大量針狀馬氏體α′相(圖7a)， 而880 ℃退火后α′相分解為α相(圖7b)。α′相為過飽和固溶體，其硬度高于α相，同時β相含量也逐漸升高，因此在宏觀上表現為抗壓強度下降。

圖7 熱處理前后多孔結構樣件的顯微組織Fig.7 Microstructures of porous structure samples before and after heat treatment： (a) before； (b) after

圖8為不同不規則度多孔結構樣件熱處理后的應力-應變曲線。圖9為不同孔隙率多孔結構樣件熱處理后的應力-應變曲線。從圖8、圖9可以看出，應力峰值過后，曲線的下滑速度慢。這是因為熱處理前α′相的晶粒尺寸小，位錯容易堆積在晶界處，滑移困難，因而延展性差；熱處理后，α′相分解為α相，α相逐漸粗化成板條狀，晶粒變大，位錯滑移更加容易[9,10]，因此熱處理后多孔結構樣件的延展性也變好。

圖8 不同不規則度多孔結構樣件熱處理后的應力-應變曲線Fig.8 Stress-strain curves of porous structure samples with different irregularities after heat treatment

圖9 不同孔隙率多孔結構樣件熱處理后的應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain curves of porous structure samples with different porosities after heat treatment

4 結 論

(1) 采用SLM制備出不規則多孔結構樣件，在不規則度增大時，樣件的壓縮彈性模量降低，抗壓強度降低。

(2) 在準靜態壓縮過程中，當多孔結構樣件的孔隙率變小時，孔棱直徑則變大，孔棱所能承受的彎曲和拉伸強度變大，即壓縮彈性模量和抗壓強度變大。

(3) 經過880 ℃/30 min/FC熱處理后，多孔結構樣件的壓縮彈性模量無明顯變化，抗壓強度下降，延展性變好。