Studium absorpce energie v mikro-prutové struktuře vyrobené technologií Selective Laser Melting

Transkript

1 Vysoké učení technické v Brně Brno University of Technology Fakulta strojního inženýrství Ústav konstruování / Odbor konstruování strojů Faculty of Mechanical Engineering Institute of Machine and Industrial Design / Department of Machine Design Studium absorpce energie v mikro-prutové struktuře vyrobené technologií Selective Laser Melting [Pojednání ke státní doktorské zkoušce] [Discourse on the Dissertation Thesis]A Autor práce: Ing. Radek Vrána [Author]A Brno 2017

2

3 Vysoké učení technické v Brně Brno University of Technology Fakulta strojního inženýrství Ústav konstruování / Odbor konstruování strojů Faculty of Mechanical Engineering Institute of Machine and Industrial Design / Department of Machine Design Studium absorpce energie v mikro-prutové struktuře vyrobené technologií Selective Laser Melting [Pojednání ke státní doktorské zkoušce] [Discourse on the Dissertation Thesis]A Autor práce: Ing. Radek Vrána AuthorA Vedoucí práce: doc. Ing. David Paloušek, Ph.D. SupervisorA Brno 2017

4

5 OBSAH OBSAH 3 1 ÚVOD 4 2 VYMEZENÍ ŘEŠENÉ PROBLEMATIKY 5 3 PŘEHLED SOUČASNÉHO STAVU POZNÁNÍ Mechanické vlastnosti SLM vzorků Mechanické vlastnosti objemových vzorků Mechanické vlastnosti tenkých prutů Procesní parametry a materiálové vlastnosti Rozměrová nepřesnost a vliv orientace technologie SLm při výrobě tenkých prutů Procesní parametry strukturovaného materiálu Návrh experimentálního zařízení Predikce mechanických vlastností Analytický přístup pro výpočet BCC struktury Predikce absorbce energie v mikro-prutové struktuře, materiálový model strukturovaného materiálu 29 4 ZHODNOCENÍ POZNATKŮ NA ZÁKLADĚ KRITICKÉ REŠERŠE 35 5 CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE Vědecká otázka Pracovní hypotéza 39 6 ZPŮSOB ŘEŠENÍ A POUŽITÉ VĚDECKÉ METODY 40 7 ČASOVÝ PLÁN DISERTAČNÍ PRÁCE 42 8 SOUČASNÝ STAV ŘEŠENÍ DIZERTAČNÍ PRÁCE Konstrukce experimentální aparatury Popis experimentálního zařízení Úprava experimentálního zařízení Vývoj procesních parametrů pro výrobu mikro-prutové konstrukce z materiálu AlSi10Mg Publikované články Publikované články hlavní autor Publikované články spoluautor 59 9 ZÁVĚR BIBLIOGRAFIE 62 3

6 1 ÚVOD Aditivní technologie se v posledních letech stala rozšířenou a populární výrobní technologií, která dokáže velmi rychle vytvořit požadovanou součást z nejrůznějších materiálů. Tato technologie se také začínají zapojovat do výrobního procesu nejen ve fázi prototypu, ale i do výroby finálních funkčních součástek tzv. Aditive manufacturing. Speciální oblastí aditivních technologií jsou Selective laset melting SLM a Direct Metal Laser Sintering - DMLS, které umožňují tvorbu plně funkčních dílů komplexních tvarů vyrobených z kovu. Díky tomu je možné zapojit do návrhu mnohdy vhodnější obecné tvary, které díky své rozmanitosti mají lepší mechanické vlastnosti než pouhý plný materiál. Inspiraci pro využití vhodných prostorových struktur můžeme nalézt především v přírodě. Dobrým příkladem je lidská kost, která není vyplněna kostní tkání v celém objemu, ale její vnitřní část je tvořena tzv. kostí houbovitou (spongiosa). Ta je architektonicky uspřádaná do kostních trámců (viz obr 1.1) v závislosti na zatěžování kosti během života. Tato prostorová struktura zajišťuje vysokou pevnost a výborné mechanické vlastnosti celé kosti. Kdyby byla kostní tkáň homogenní kostní tkáň nebyla schopna zajistit potřebnou pružnost při zachování dostatečné tuhosti.[1] V nedávné minulosti byla výroba odlehčených konstrukcí omezena zejména výrobní technologií. Konvenční procesy jako jsou frézování, soustružení nebo odlévání mají velké množství omezení, a to zejména v tvarové rozmanitosti návrhu lehkých struktur. Aditivním způsobem výroby máme nyní možnost vyrábět složité organické konstrukce, které díky svému tvaru mají řadu výhod v porovnání s konvenčními materiály. Obr. 1.1 Vnitřní struktura kosti [2] 4

7 2 VYMEZENÍ ŘEŠENÉ PROBLEMATIKY Selective Laser Melting (SLM) je výrobní technologie, která se nově začíná uplatňovat v oblasti Rapid Prototyping (RP), Rapid Manufacturing (RM) a Direct Digital manufacturing (DDM). Hlavní výhodou technologie je rychlé získání reálného a funkčního kovového dílu v porovnání s ostatními technologiemi [3]. Nástup této technologie byl značné závislý na vývoji výkonných laserů. Zatímco první zaznamenaný paten v oblasti aditivní technologie se datuje do začátku 20. století, teprve na začátku 21. století dochází k vývoji laserových systémů, které umožňují úplné a kontrolované roztavení kovových prášků. [4]. Tato technologie využívá při stavbě dílů tzv. powder bed systém, kde je vyráběný díl obklopen nevyužitým kovovým práškem. To umožňuje vyrábět i tvarově velmi složité díly, které jsou jinými technologiemi jen těžko vyrobitelné. Dobrým příkladem je mikro-prutová struktura tzv. lattice structure, která je tvořena pravidelně se opakující základní buňkou. Tyto buňky jsou zpravidla prutové konstrukce různých tvarů [5-7] nebo méně obviklé složitější prostorové tvary, např. gyroid (viz obr. 2.1), což je speciální třikrát periodická plocha zaujímající minimální povrch v prostoru objevená Alanem Schoenem (podle něj Schoengyroid) v roce 1970 [8]. Díky použití strukturovaného materiálu získávají tyto díly zajímavé vlastnosti, které jsou vhodné zejména v oblasti leteckého a kosmického průmyslu [9,10]. Vzhledem ke svému tvaru, což je prostorová konstrukce velmi malých rozměrů, dochází k výraznému snížení hmotnosti součásti při zachování dostatečných mechanických vlastností (viz obr. 2.3). Díky strukturovanému tvaru jsou tyto materiály vhodné také jako absorbátory energie, kdy při plastické deformaci jednotlivých vrstev materiálu dochází k efektivnímu pohlcení energie. Tím dochází výraznému redukci rozměrů absorbéru. Obr. 2.1 Gyroidní struktura (vlevo); Příklady základních buněk (vpravo) 5

8 V současné době se pro absorpci energie používají především konvenčně vyráběné kovové pěny (obr. 2.2), které ovšem nemají přesně definovaný tvar a mechanické vlastnosti. Další omezení je materiál kovových pěn, kdy jde většinou o hliníkové slitiny s poměrně nízkou teplotou tání (660 C) a nizkou viskozitou materiílu [11]. Obr. 2.2 Absorbátory energie z kovové pěny [11] Výhodou využití aditivních technologií pro výrobu strukturovaných absorbérů je možnost přesně řídit tvar strukturovaného materiálu a vyrábět absorbéry ze speciálních kovových materiálů (např. vysoko pevnostní titanové slitiny). Díky tomu mohou navrhované díly při stejných rozměrech odolávat násobně většímu zatížení případně absorbovat řádově vyšší energie. Známá geometrie strukturovaných dílů také umožňuje využít pokročilé výpočetní metody pro predikování mechanických vlastností. To je důležité zejména pro letecký a kosmický průmysl, kde je kladen velký důraz na zaručenou spolehlivost dílů [12,13,14]. Obr. 2.3 Strukturovaný držák pro kosmické aplikace 6

9 Jednou z nevýhod technologie SLM je velké množství procesních parametrů, které ovlivňují výslednou kvalitu dílů. Jsou to například výkon laseru, rychlost skenování, vzdálenost jednotlivých vrstev, strategií skenování povrchu (šrafování, atd.), pracovní atmosféra, vlastnosti dodávaného materiálu. Všechny tyto parametry mají vliv na fyzikální jevy, které ovlivňují výslednou kvalitu vyrobených prutů (zejména odchylku od požadovaných rozměrů a mechanickou odolnost). Aby bylo možné využívat strukturovaný materiál v průmyslu, je nutné nalézt vhodnou kombinaci procesních parametrů pro daný materiál, která umožní přesnou a opakovatelnou výrobu [17,18,19,23]. Tato práce je zaměřena na nalezení optimálních procesních parametrů pro výrobu mikroprutové struktury technologií SLM z hliníkové slitiny AlSi10Mg, výzkum absorpce energie v mikroprutové struktuře a vytvoření materiálového modelu této struktury pro použití při nelineárním dynamickém MKP výpočtu. 7

10 1 3 PŘEHLED SOUČASNÉHO STAVU POZNÁNÍ 3.1 Mechanické vlastnosti SLM vzorků Mechanické vlastnosti objemových vzorků Mechanical properties of AlSi10Mg produced by Selective Laser Melting [12], (Kempen, 2012) Obr. 3.1 (a) Výrobní konfigurace těles; (b) Rozdíly v mechanických vlastnostech různých orientací V této práci jsou zkoumány mechanické vlastnosti, jako jsou mez pevnosti, prodloužení (přetvoření), mez kluzu, houževnatost a tvrdost, vzorků vyrobených technologií SLM z materiálu AlSi10Mg. Mechanické vlastnosti takto vyrobených součástí jsou porovnány s tabulkovými hodnotami litého materiálu AlSi10Mg. Kempen et al. vyrobili několik testovacích vzorků, které se vzájemně lišily orientací při výrobě (viz obr. 3.1). Tyto vzorky byly postupně zatěžovány a testovány pro získání strukturálních a mechanických vlastností jednotlivých konfigurací. Obr. 3.2 Vliv orientace skenování laseru na povrchovou pórovitost 8

11 Na základě výsledků konstatují, že součásti vyrobené technologií SLM mají mechanické vlastnosti (tvrdost, mez pevnosti, prodloužení, nárazovou práci) stejné nebo vyšší než tabulkové hodnoty litého materiálu. Vysvětlení spočívá ve velmi jemném mikrostruktuře přimo po výrobě a rozložení Si fáze. Závěr: SLM vzorky vykazují anizotropní prodloužení do porušení. Při různých konfiguracích vzorků při stavbě jsou i jiná prodloužení. Tento jev velmi ovlivňuje tvorba pórů v blízkosti povrchu, které fungují jako iniciátory trhlin. Tyto póry vznikají především na začátku a na konci dráhy laseru (viz obr. 3.2), proto díly stavěné v ose Z ( na výšku ) mají výskyt těchto pórů výrazně vyšší než součásti stavěné v ose XY. Dalším faktorem je rozložení porozity ve vzorku Při Z orientaci vznikají póry přímo v oblasti zatěžování, zatímco u XY orientace vznikají v místě kde není vzorek zatěžován. S tím souvisí prodloužení, které mají vzorky v ose Z výrazně nižší než vzorky v ose XY. Additive manufactured AlSi10Mg samples using Selective Laser Melting (SLM): Microstructure, high cycle fatigue, and fracture behavior [13], (Brandl, 2012) Autoři zkoumal mechanické vlastnosti testovacích těles z materiálu AlSi10Mg. Tyto tělesa byla podrobena tahové zkoušce. U vzorků byla měněna orientace při stavbě (viz obr. 3.3), teplota uvnitř stavební komory a tepelná úprava vzorků po výrobě. Výsledky byly dány do korelace se vstupními parametry výroby. Bylo prokázáno, že největší vliv na mechanické vlastnosti má tepelná úprava po vyrobení vzorků a nejmenší vliv má postavení vzorků při výrobě. Obr. 3.3 Orientace testovaných vzorků [15] Závěr: Brandl et al. došli k odlišným poznatkům o postavení vyrobených vzorků než Kempen [12]. Rozdíl ve výsledcích je dán tím, že Brandl [13]použili technologii SLM pouze k výrobě polotovaru. Z vyrobených válečků byla posléze vyrobena standardní tělíska pro mechanické zkoušky. Nejvíce ovlivněná povrchová vrstva byla tedy odstraněna. 9

12 3.1.2 Mechanické vlastnosti tenkých prutů The Influence of Processing Parametrs on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melded Stainless Steel Microlattice Structures [14], (Tsopanos, 2010) Za použití technologie SLM bylo vyrobeno několik bloků periodicky se opakujících základních buněk z materiálu 316L. Pro získání odpovídající kvality vyráběných bloků byla zkoumána různá nastavení procesních parametrů jako výkon Obr. 3.4 Snímek pórovitosti prutu pomocí CT (vlevo), způsob tahové zkoušky prutů (vpravo) laseru a doba expozice. Jednoosé tlakové zkoušky prokázaly vliv těchto parametrů na získané mechanické vlastnosti kovových struktur. Dále byl zjištěn lineární vztah mezi napětím a modulem E, vzhledem k relativní hustotě struktur. Autoři uvádí, že motivací pro tento článek bylo porovnání odlehčeného strukturovaného materiálu se současnými materiály používanými v letectví a kosmonautice. Pokud mají být tyto materiály použité v těchto odvětvích, musí být prokázáno, že lze přesně předvídat mechanické vlastnosti. Výrobní parametry je nutné přesně definovány stejně jako kontrolní postupy získaných vlastností. Pro získání mechanických vlastností autoři vyrobili několik jednotlivých prutů, které následně podrobily tahové zkoušce (viz obr. 3.4). Obr. 3.5 Vlastnosti materiálu v závislosti na procesních parametrech hustota (vlevo) a napětí (dole) 10

13 Závěr: Výsledky potvrzují, že SLM technologie je vhodná pro výrobu bloků periodicky se opakujících prutových buněk. Bloky tvořené základní buňkou o velikosti 2,5mm byly popsány mechanickými vlastnostmi jako jsou mez kluzu (v tlaku), mez pevnosti (v tlaku) a tuhost. U těchto vlastností byla zkoumána korelace s relativní hustotou a výrobními parametry SLM zařízení (viz obr. 3.5). Při použití malého výkonu laseru do 80W, se v prutech tvořilo velké množství pórů (viz obr. 3.4). To mělo za následek pokles pevnosti materiálu o 50% vzhledem k tabulkovým hodnotám oceli 316L. Optimální nastavení pro získání tabulkový mechanických hodnot vzorků vyrobených na zařízení SLM bylo stanoveno na výkon 140W. 3.2 Procesní parametry a materiálové vlastnosti Rozměrová nepřesnost a vliv orientace technologie SLm při výrobě tenkých prutů Impact of EBM Fabrication Strategies on Geometry and Mechanical Properties of Titanium Cellular Structures [15], (Suard, 2014) Obr. 3.6 Efektivní objem materiálu (vlevo), zdigitalizovaná povrch prutu (vpravo) Autoři článku zkoumají zjištěné rozdíly mezi CAD daty a reálně vyrobenými SLM vzorky malých prutových konstrukcí. Tyto konstrukce byly po vyrobení analyzovány na CT. Na základě provedené analýzy byl definován tzv. efektivní objem materiálu, který byl porovnáván s parametry výroby a tuhostí vzorků. Dále byla provedena MKP analýza prutů s reálnými nerovnostmi povrchu. Tato práce navrhuje postup predikce tuhosti malých prutových konstrukcí. Vzhledem k procesu tavení kovového prášku při výrobě dílů, dochází k odchylkám v geometrii a předpokládané tuhosti prutů. Na základě CT analýzy je možné předvídat tuhost prutů v závislosti na jejich orientaci, parametrech výroby a nominálních rozměrech prutů. Závěr: Byl definován tzv. efektivní objem (viz obr. 3.6), který lépe odpovídá výsledné tuhosti vyrobeného prutu. Pro zpřesnění tohoto parametru byl zdigitalizován povrch (viz obr. 3.6), který byl podroben MKP analýze. Autoři ukazují MKP analýzu jako další možnost pro získání definovaného efektivního objemu. Prezentované 11

14 závěry zdůrazňují rozdíl mezi skutečnou a očekávanou tuhostí, s kterou je nutné počítat při predikci tuhosti prutových struktur. Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM [16], (Koutný, Vrána; 2014) Autoři článku stejně jako Suard et al. [15] popisují skutečnost, že při výrobě prutů velmi malých rozměrů mají povrchové nerovnosti a materiálové vady velký význam. Kempen et al. [12] popisují situaci, kdy na objemovém tělese vznikne na povrchu pórovitá vrstva, která má odlišné mechanické vlastnosti (horší) než zbytek tělesa. Teoreticky lze dostatečně tenký prut považovat pouze za povrchovou vrstvu v celém jeho objemu. Jeho mechanické vlastnosti jsou potom rozdílné od mechanických vlastností objemového tělesa. Dalším zásadním parametrem je nepřesnost výroby při takto malých rozměrech. To má souvislost s parametry výroby a přestupem tepla do okolního prášku. Tím dochází k natavování okolních částic a jejich nalepení na povrch prutu. Vyrobený prut má potom jiné rozměry, než byly rozměry požadované. Autoři zkoumali vliv orientace prutů při výrobě na jejich rozměrovou přesnost. Byla vyrobena sada testovacích těles s různým úhlem natočení vůči základní desce (viz obr. 3.7), která byla po vyrobení analyzována pro zjištění reálných rozměrů vyrobených prutů. Při rozměrové analýze byl k určení efektivního průměru použit největší vepsaný válec, který lze do prutu vložit. d out d in d Obr. 3.7 Vyhodnocení rozměrové přesnosti jednotlivých prutů 12

15 Dále byla vyrobena tělesa pro tahovou zkoušku s průměrem prutu 1mm a 0,45 mm. Obě tělesa byla také vyrobena v konfiguraci 90 a 45 vůči základní desce. Tělesa byla navržena tak, že průřez těles je i při různém průměru prutu stejný. Díky tomu lze v ideálním případě očekávat stejné mechanické vlastnosti. Po přepočítání tahové zkoušky s efektivním průměrem byly zjištěny hodnoty napětí pro obě tělesa stejné (viz obr. 3.8). Závěr: Při výrobě prutů o příliš malých rozměrech se vyskytují významné materiálové vady v celém objemu Při výrobě prutů o malých rozměrech mají běžně zanedbatelné odchylky(v řádu desetin milimetru) významný vliv na očekávané mechanické vlastnosti. Pro správnou predikci mikroprutových struktur (tzv. lattice structures) je velmi důležité znát očekávané reálné rozměry prutů. Obr. 3.8 Výsledky tlakové zkoušky s niminálním průřezem (vlevo) s efektivním průměrem (vpravo) Selective laser melting (SLM) of AlSi12Mg lattice structures [17], (Leary, M.; 2016) Leary et. al. zkoumali mechanické vlastnosti struktur z materiálu AlSi12Mg vyrobených za optimalizovaných procesních podmínek. Dále také zjišťovali vyrobitelnost struktur při jejich různé geometrii. U vyrobených struktur vyčíslili drsnost povrchu a jejich mechanické vlastnosti. Autoři se zabývají nalezením optimálních výrobních parametrů pro výrobu struktur. Testovací těleso byla krychle o délce strany 4 mm, která byla vyrobena při různém výkonu laseru a skenovací rychlosti. Porovnávány byly na základě relativní hustoty (porozity). Jako nejlepší byly vyhodnoceny tyto parametry výkon laseru 350 W; hatch spacing 0,19 mm; skenovací rychlost 921 mm/s; tloušťka vrstvy 50 µm. Měrná energie, vypočítána podle vztahu (3.1), byla v tomto případě 40 J/mm 3. Porozita při těchto použitých parametrech dosahovala 1,1 %. E v = P v h t (3.1) 13

16 , kde Ev je měrná energie (J/mm 3 ); P je výkon laseru (W), v je skenovací rychlost (mm/s), h je hatch spacing (mm) a t je tloušťka vrstvy (mm) Pruty při různých geometriích základních buněk mohou svírat s platformou 4 různé úhly (obr červené 90, žluté 45, zelené 35,26 a modré 0 ). Autoři provedli sérii experimentů, při kterých zjistili, že pouze pruty rovnoběžné s platformou nejsou vyrobitelné. Na obr lze pozorovat, že povrch prutů z jejich spodní strany je daleko více nepravidelný než z vrchní. Dále je z obrázku jasné, že množství částečně nataveného Obr. 3.9 Úhel prutů uvnitř základní buňky prášku na spodní straně prutů je výrazně vyšší pro strukturu, kde pruty svírají se základnou menší úhel. Tento efekt se projevuje i v uzlech, ty jsou kvůli tomu, na rozdíl od CAD dat, nesymetrické. Pro vyčíslení drsnosti povrchu byly v každé struktuře vybrány 3 pruty a na každém z nich změřeny na dvou místech jejich průměry. Střední aritmetická drsnost povrchu Ra byla vypočítána podle vztahu (3.2), výška nerovnoměrnosti profilu Rz podle vztahu (3.4). R a = 1 N N y i i=1 (3.2) R t = max(y i ) min(y i ) (3.3) R z = 1 j j R ti i=1 (3.4) Obr Struktura povrchu prutů při různém úhlu stoupání 14

17 , kde Ra je střední aritmetická drsnost povrchu (µm); N je počet měření (-); y je vzdálenost nominálního povrchu od aktuálního v měřeném místě (µm); Rt je maximální rozdíl mezi všemi y; Rz je výška nerovnoměrnosti profilu (µm) a j je počet měření (-) Na obr je zobrazena závislost drsnosti povrchu na geometrii struktur. Je zde potvrzeno již výše napsané, tj. že hodnota Ra i Rz pro spodní stranu prutů je výrazně vyšší pro pruty stoupající pod menším úhlem. Dále je možné pozorovat, že hodnoty Rz pro vrchní a boční povrch prutů jsou téměř stejné a nezávisí na úhlu stoupání. Obr Vliv úhlu stoupání prutů na Ra a Rz Závěr: Autoři zkoumají zejména vyrobitelnost prutových základních buněk s různými úhly jednotlivých prutů. Stejně jako autoři článku [16] docházejí k závěru, že orientace velmi ovlivňuje tvar prutu a jeho výslednou drsnot. Nalezené procesní parametry nejsou testovány na strukturovaném materiálu, ale na malých kostkách, proto je nelze jednoduše převzít. Reducing porosity in AlSi10Mg parts processed by selective laser melting. Additive [18], (Aboulkhair, 2014) Aboulkhair et al ve svém článku zkoumají možnosti snížení pórovitosti při výrobě vzorků z materiálu AlSi10Mg. Autoři posuzovali nezávisle na sobě několik procesních parametrů a hledali nejlepší dosažný výsledek. Vyrobené vzorky měly rozměry 5x5x5 mm. V první části zkoumali vliv šrafovacího rozestupu laseru (Hatch distance). Jedná se o parametr, který udává, jaká bude vzdálenost trajektorií laseru při tavení kovového prášku. Tento parametr musí být nastaven tak, aby se dvě sousední vrstvy dostatečně překryly a tím došlo k jejich spojení. Z grafu (viz obr. 3.13) je patrné, že nejlepší výsledky hustoty materiálu (nad 95%) dosahovali hodnoty vzdálenosti drah laseru 50 a 100 µm. Dalším pozorovaným výrobním parametrem byla rychlost skenování laseru (scanning speed). Zde autoři použili již zjištěné hodnoty hatch distance. Další hodnoty parametrů byly nastaveny následovně: výkon P = 100W, tloušťka vrstvy t = 40 µm, 15

18 scanning speed SS = mm/s. Výsledek je vidět v tabulce Materiál dosahoval nejvyšší hustoty pro skenovací rychlost SS = 500 mm/s. Obr Vysvětlení pojmu Hatch distance Posledním pozorovaným parametrem výroby byl vliv skenovací strategie laseru. Na základě výsledků byla jako nejlepší strategie skenování určena Pre-sinter (jednotlivé vrstvy 2x skenovány). Závěr: Autor provedl ucelenou analýzu základních procesních parametrů pro výrobu materiálu AlSi10Mg s co nejnižší porozitou. Výsledkem zkoumání jsou konkrétní hodnoty procesních parametrů pro výrobu materiálu s pórovitostí 99,82 %. Tato analýza je důležitá především pro výrobu homogenního materiálu s očekávanými mechanickými vlastnostmi materiálu. Postup zjištění vhodného nastavení parametrů lze použít i pro další typy kovových prášků a strukturovaný materiál. Obr Hustota materiálu v závislosti na Hatch distance 16

19 3.2.2 Procesní parametry strukturovaného materiálu Influence of processing conditions on strut structure and compressive properties of cellular lattice structures fabricated by selective laser melting [19], (Qiu, Ch.; 2015) Obr Vzorek struktury Qui et al. se zabývali rozměrovou přesností a výslednou pórovitostí vyrobené struktury v závislosti na procesních parametrech výkonu laseru a rychlosti laseru. Parametry byly testovány na vzorku struktury o rozměrech 20x20x11 mm (viz obr. 3.14). Obr Vliv výkonu laseru na průměr prutu Autoři pozorovali proces tavení vysokorychlostní kamerou a zjistili, že při vysokých výkonech laseru vzniká širší tavná lázeň (meld pool) než při nízkých rychlostech. Při kombinaci vysokého výkonu a malé rychlosti skenování (velké množství energie) dochází k bouřlivému chování taveniny (např. prskání, pulzování velikosti tavné lázně). Toto chování má za následek výrobu prutů s větším průměrem než je požadovaný (obr. 3.15), nepravidelný průřez prutu a otevřené póry na povrchu prutu. To přímo zvyšuje drsnost povrchu. Závěr: Průměr prutu se zvětšuje od nominálních hodnot s vyšším výkonem laseru a poklesem skenovací rychlostí. Při vysokých výkonech laseru vzniká širší lázeň taveniny (meld pool) než je průměr prutu, která se nechová stabilně. Díky tomu 17

20 dochází k narůstání rozměrů a prut získává nepravidelný tvar. Porozita uvnitř materiálu se mění v závislosti na nastavení procesních parametrů SLM technologie (viz obr. 3.16). Obr Výsledky výzkumu parametrů Evaluations of cellular lattice structures manufactured using selective laser melting.[20], (Yan, Ch.; 2012) Advanced lightweight 316L stainless steel cellular lattice structures fabricated via selective laser melting. [21], (Yan, Ch.; 2014) Yan et. al. se ve své práci věnovali vyrobitelností a vlastnostmi gyroidních struktur vyrobených z materiálu 316L. Vyrobeno bylo 6 vzorků s konstantním objemovým podílem materiálu (15 %) a proměnlivou délkou strany základní buňky (2; 3,5; 4,5; 5,5; 6,5 a 8 mm). Výrobní parametry byly následující výkon laseru 95 W; průměr laserového paprsku 100 µm; tloušťka vrstvy 75 µm; scanning time per point 250 µs; point distance 40 µm; scan spacing 75 µm; rozměry vzorků 25x25x15 mm. Všechny vzorky byly vyrobeny úspěšně a ve shodě se svým CAD modelem, až na Obr Schéma nalepování prášku na boční stranu prutů 18

21 velké množství částečně nataveného prášku na povrchu prutů. Vznik tohoto jevu vysvětluje obr Stejní autoři ve své další práci [21] zkouší vyrobit gyroidní strukturu pod nulovým úhlem, tj. pruty vertikálně a horizontálně, což bylo dříve považováno za velmi složité až nemožné. Výsledek byl ale velmi dobrý a při testování mechanických vlastností se tato struktura ukázala lepší než struktura vyrobená standardně pod úhlem 45. Výrobní parametry byly stejné jako v předchozí práci. Také vysvětlují nalepování prášku na spodní stranu prutů. Rozřezáním CAD modelu na jednotlivé vrstvy při přípravě výroby a jejich následném položení na sebe vzniknou schody. Vzhledem k tomu, že při tavení každé vrstvy se nataví i materiál pod ní, přilnou ke spodnímu povrchu prutů částice prášku (obr. 3.18). Tento efekt by mohl být alespoň částečně potlačen ztenčením nanášené vrstvy prášku, tím by došlo k většímu překrytí jednotlivých vrstev a tento jev by nebyl tak výrazný. Zároveň by tím ale došlo k časovému prodloužení výroby. Obr Schéma nalepování prášku na spodní stranu prutů Optimisation of process parameters for lattice structures [22], (Abele, E; 2015) Abele et al. hledají nejlepší výrobní parametry (skenovací rychlost a vychýlení dráhy laseru) pro výrobu mikroprutové struktury technologií SLM. Konkrétně se zkoumá vliv změny těchto parametrů na rozměrovou přesnost tenkých prutů. Hustota energie není tentokrát počítána podle vztahu (3.1) ale jde o energii na jednotku dráhy E/mm podle skutečné dráhy laseru l (mm), rychlosti laser a jeho výhoku P (W): E = P t exp = P (d 2S)π v l (3.5), kde E je hustota energie (J/mm), P je výkon laseru (W) a v l je skenovací rychlost (mm/s) a S je vzádlenot trajektorie od okraje prutu (mm) Vychýlením dráhy laseru se rozumí posunutí středu působení laseru od okraje prutu. Navržený průměr prutů je 0,2 mm a průměr paprsku laseru je 0,14 mm. Za nulovou hladinu se považuje stav, kdy je střed laserového paprsku přesně na okraji prutu, tj. 0,1 mm od jeho středu. Posunutí má hodnotu 0,03 (S2), 0,07 (S1) a 0,08 (S3) mm ve směru do středu prutu (obr. 3.19). 19

22 Obr Vychýlení dráhy laseru Ze všech kombinací má nejblíže k navrhovanému průměru prutů kombinace S3- v800 (S3 znamená míra vychýlení dráhy laseru a v800 značí skenovací rychlost 800 mm/s), rozdíl mezi navrženým a skutečným průměrem je asi 0,005 mm. Zajímavé je, že kombinace S3-v700, která má větší hustotu energie a stejné vychýlení dráhy laseru, dosáhla menšího průměru (obr. 3.20). Závěr: Autoři prezentují velmi zajímavý přístup k výpočtu energie. Tato metoda mnohem lépe reflektuje různé oblasti mikroprutových struktur (změna geometrie v průběhu výroby) a různou strategii výroby. V dizertační práci bude na základě podobného přístupu analyzován dodávaný výkon do struktury. Obr Vliv vychýlení laseru a skenovací rychlosti na průměr prutů The study of the laser parameters and environment variables effect on mechanical properties of high compact parts elaborated by selective laser melting 316L powder [23] (Zhang, B., 2013) Autoři v této práci zkoumají především vliv procesních parametrů (skenovací rychlost, výkon laseru, povrch a teplota základní desky, tloušťku nanášené vrstvy) na zlepšení mechanických vlastností a rozměrových odchylek dílů z materiálu SS 316L. Dále byla provedena analýza vlivu procesního plynu (Ar, N, He) a předehřevu základní desky na hustotu vyrobených vzorků a jejich rozměrovou přesnost 20

23 V první části článku testují procesní parametry metodou výroby jednotlivých návarů (single track) s různým nastavením výkonu laseru, povrchem základní desky (otryskaný povrch, lesklý povrch), tloušťky vrstvy nanášeného prášku a rychlostí skenování laseru (viz tab. 1). Výsledky se změnou těchto čtyř parametrů a jejich dopad na tvar návarů je vidět na obrázku. Analýza návarů ukazuje, že nízká skenovací rychlost a vysoký výkon laseru může vést na různý tvar návaru. Tvar a velikost návaru je důležitý parametr. Pokud se sousední návary nepřekrývají, vznikají materiálové vady (např. póry) a jsou Tab. 1 Tabulka nastavených procesních parametrů degradovány mechanické vlastnosti. Optimální nastavení pro materiál SS 316L byl Obr Tvar návarů s různým nastavení procesních parametrů 21

24 určen P = 100 W, skenovací rychlost v = 0,3 m/s a výška nanášené vrstvy w = 50 µm. Autoři v článku testovali mechanické vlastnosti zkušebních těles z materiálu SS 316L, u kterých byla měněna poloha vzorku při výrobě a teplota předehřevu základní desky (viz obr. 3.22). Změna teploty předehřevu byla zavedena pro ověření, zda při nanášení vrstev ve větší vzdálenosti od základní desky, nedochází vlivem Obr Orientace zkušebních těles při výrobě (vlevo); Výsledky tahové zkoušky (vpravo) špatného prohřátí stavěného dílu (vyhřívaná je základní deska) k materiálovým vadám (viz obr. 3.23). Závěr: Z výsledků tlakové zkoušky je patrné, že vyhřívání základní desky má významný vliv na vznik materiálových vad a tím pádem na mechanické vlastnosti vyráběných vzorků. To autoři článku potvrzují testy hustoty vzorků při různé teplotě vyhřívání. Předehřev ovlivňuje také rozměrovou přesnost vzorku. Jako vhodné nastavení předehřevu pro výrobu SS 316L uvádějí hodnotu t = 150 C. Obr Vliv předehřevu na porozitu materiálu 22

25 3.3 Návrh experimentálního zařízení Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study [24], (Yahaya, M. A; 2015) Impact Resistance of Lightweight Hybrid Structures for Gas Turbine Engine Fan Containment Applications [25], (Hebsur, M. G.; 2003) Impaktní testery se dle analyzovaných článků dělí do dvou kategorií podle dopadové rychlosti impaktního tělesa. Pro vysoké impaktní rychlosti nad 50 m/s se používají testery horizontální, které využívají plynovou pistoli se stlačeným plynem, kterým je dusík [24] nebo helium [25] o tlaku zhruba 10 MPa. Yahaya [24] zkoumá pomocí snímání průhybu vzorku schopnost struktury pohlcovat energii. Hebsur při stejné konfiguraci zařízení zkoumá penetraci projektilu vzorkem. Vyhodnocuje nejvyšší možnou rychlost, při které ještě nedojde k penetraci a nejnižší možnou rychlost, při které k penetraci dojde. Z těchto veličin pak určuje balistický limit, jehož určení je výstupem jeho výzkumu. Low-velocity impact performance of lattice structure core based sandwich panels [26], (Shen, Y.,2013) Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores [27], (Mines, R.A.W., 2013) Comparison of the impact resistance of honeycombs and LBM lattice structures [28], (Delroisse, P.) Impact Response of Aluminum Foam Sandwiches for Light-Weight Ship Structures [29], (Crupi, V.,2011) Pro nízké impaktní rychlosti pod 50 m/s je vhodnější využití věžových testerů s padacím závažím. Tímto způsobem zatěžování se zabývali nezávisle na sobě Shen [26] a Mines [27], kteří zkoumali schopnost různých materiálů s různými strukturami pohlcovat impaktní energii. Oba využívají stejný způsob měření síly pomocí deformačního členu (tenzometru), který je umístěn mezi impaktorem a pojezdovou hlavou. Mines vyhodnocuje deformaci pomocí laser-dopplerova rychloměru, naopak Shen používá vysokorychlostní kameru, čímž měří rychlost i deformaci. Další studie od Delroisse [28] nebo Crupi [29] využívají RTG tomografii pro detailní analýzu mechanismu deformace. Vzorek je v případech Shena, Minese a Delroisse ustaven na základovou desku bez dalšího upnutí. Shen navíc provádí sérii testů se vzorky uloženými na čtyřech ocelových kuličkách, čímž umožňuje vzorku ohybovou deformaci. 23

26 3.4 Predikce mechanických vlastností Analytický přístup pro výpočet BCC struktury Finite element modelling of the compressive response of lattice structures manufactured using the selective laser melting technique [30], (Smith, 2013) Autoři v článku zdůrazňují potenciál lehkých prutových konstrukcí vyrobených pomocí technologie SLM. V tomto článku autoři predikovali chování jednoduchých BCC a BCC-Z odlehčených struktur pomocí MKP výpočtu. Oba tyty základní typy struktur byly modelovány v MKP softwaru pomocí beam a 3D solid elementů, které byly zatížené jednoosým tlakovým zatížením (viz obr. 3.28). Obr MKP predikce chování základní buňky při zatížení Závěr: Autoři článku ukázali, že reakce obou BCC a BCC-Z konstrukcí na tlakové zatížení můžou být přesně popsány pomocí MKP analýzy. Byla predikována tuhost, mez kluzu a deformace jednotlivých prutů konstrukce. Tyto hodnoty byly porovnány s experimentálně získanými výsledky. Byly popsány klíčové problémy při výpočtu prutových konstrukcí. Predikce chování mikroprutových struktur s velkým počet základních buněk není pomocí MKP modelu možná, protože počet elementů se stává extrémním. Bylo prokázáno, že hlavní mechanické vlastnosti je možné určit z malého počtu základních buněk. Vlastnosti jako efektivní hodnota průměru prutu a mechanické vlastnosti materiálu jsou jen těžko měřitelné. Možnou cestou je Reverse Engineering. Základní buňka BBC byla v průběhu změněna na buňku BCC-Z s cílem zvýšit materiálové vlastnosti jako tuhost, mez kluzu a absorbovaná energie. Tyto vlastnosti 24

27 byly výrazně zlepšeny snížením poměru stran základní buňky vyšší buňky (obálka základní buňky je kvádr). An investigation into the compressive properties of stainless steel micro-lattice structures [31] (Ushijima, 2011) Ushijima et al. provádějí teoretickou analýzu mechanismu porušení prutů periodické struktury při tlakovém zatížení. Cílem je predikovat počáteční tuhost, modul pružnosti a meze pevnosti BCC prutových konstrukcí. Tato analýza je založena na deformačních mechanismech, které mohou být aplikovány i na jiné tvary základní buňky mikro prutových struktur. Analytické předpoklady jsou porovnávány s MKP výpočty pomocí 1D beam a 3D solid elementů. Obr Model základní buňky (vlevo); zatížení prutu buňky (vpravo) Závěr: Ushijima et al. uvažují zatížení prutů základní BCC buňky pouze ohybem. Pruty jsou pro zjednodušení na jedné straně vetknuty (viz obr. 3.29). Na základě tohoto předpokladu jsou odvozeny rovnice mechanických vlastností. Získané vztahy jsou ověřeny pomocí MKP analýzy. Elementární poznatek je, že se zvyšujícím se poměrem d/l se zlepšuje odolnost proti mechanickému zatěžování. Tento způsob výpočtu je ovšem pro složitější aplikace struktury nepoužitelný nebo extrémně náročný. Relativní hustota materiálu: ρ = 3π ( d 2 ρ s L ) (3.6),kde d je poloměr prutu a L je velikost základní buňky. Modul pružnosti BCC struktury: E BCC = σ z ε z = 3πE (d L) (L d) 2 = ρ ρ s E (3.7) 1 + 2(L d) 2, kde E je modul pružnosti běžného materiálu. 25

28 Napětí při zborcení základní struktury: = σ z MB =M P = 4 2σ 0 ( d 3 3 L ) σ pl,bcc = ρ 4 6σ 0 d ρ s 9 L (3.8), kde σ0 je mez kluzu materiálu. Compressive behaviour of stainless steel micro-lattice structures [32], (Grümrick, 2013) Obr Upravený předpoklad zatížení a deformace prutu Tento článek je především zpřesnění předchozího článku [31]. Autoři zde zdokonalují původní analytický model o některé předpoklady. Současný analytický model uvažuje, že deformace a ohybový moment se vyskytují v blízkosti vazby ne přímo ve vazbě, jak bylo předpokládáno v minulém článku (viz obr. 3.29). Dále autoři uvažují vliv smyku a přistupují k výpočtu deformace prutu metodou Timošenkova nosníku. Získané vztahy jsou porovnány s původním článkem a metodou MKP (viz obr. 3.30). Relativní hustota materiálu [31]: Relativní hustota materiálu [32]: ρ = 3π ( d 2 ρ s L ) (3.6) ρ = π ( d 2 ρ s L ) [ 3 2 ( d L ) tan θ (1 tan2 θ 12 )] (3.9),kde d je poloměr prutu a L je velikost základní buňky. Závěr: Tento článek představuje vývoj teoretické, experimentální a numerické analýzy MLS vyrobených z nerezové oceli 316L. Byla vyvinuta lepší metoda pro výpočet mikro prutů, než je uvedena v článku [31] (obr. 3.31). 26

29 Byla provedena systematická tlaková zkouška sady zkušebních bloků pro velikost základních buněk 2.5, 1.6, 1.379, a Tímto způsobem byl definován vliv velikosti základní buňky na její kolaps. Obr Uvažovaný model základní buňky (vlevo); uvažované zatížení jednoho prutu základní buňky (vpravo) Experimental and analytical studies of a novel aluminum foam filled energy absorption connector under quasi-static compression loading [33], (Wang, 2017) Autoři testovali schopnost tlumení speciálníc absorbérů tvořených ocelovým plátem a kovovou pěnou. Tyto absorbéry měly sloužit jako připevňovací prvek mezi protivýbušnou stěnou a nosnými částmi budovy. Absorbér byl navržený tak, aby případně pohltil část energie výbuchu svojí deformací a protivýbušná stěna zůstala neporušena. Obr (a) Schematické zobrazení absorbérů; (b) Síla - Deformace křivka zatěžování absorbéru Autoři v článku popisují chování absorbéru a identifikují tři stádia deformace elastická deformace, plastická deformace a zhušťování materiálu (dosedání jednotlivých vrstev pěny/struktury na sebe). K popisu mechanického chování používají zejména průměrná síla, deformace pro zhušťování, účinnost absorbce energie, kapacita absorbovat energii a crush force efficiency. 27

30 Účinnost absorbce η [-] energie je definována jako: η(x) = 1 F(x)H F(x )dx (3.10) x y, kde F(x) je tlaková síla, H je výška hliníkové pěny a xy je deformace na mezi kluzu materiálu. Deformace pro zhuštění xd [mm] je definována jako deformace odpovídající stacionárnímu bodu v maximální hodnotě grafu účinnost absorbce energie deformace (viz obr. 3.33) x dη(x) dx x=x D = 0 (3.11) Průměrná síla F p [N] je defimována jako: x D F(x )dx (3.12) x y F p = x D x y Množství absorbované energie E a [J] je získáno z integce křivky síla deformace od do xd. x D E a = F(x )dx 0 (3.13) Crush force efficiency e f [-] je definován jako poměr maximální (při deformaci pro zhuštění) přenesené síly absorbérem vůči průměrné síle: e f = F p (3.14) F max Obr Graf Síla - Deformace, Účinnost absorbce - Deformace Závěr: Článek velmi dobře popisuje jakým způsobem se hodnotí absorbovaná energie v absorbérech a jaké veličiny jsou podstatné pro jejich porovnávání. Dále také přispívá k pochopení mechanismu absorbce analytickým odvozením mechanismu pro použitý absorbér. 28

31 3.4.2 Predikce absorbce energie v mikro-prutové struktuře, materiálový model strukturovaného materiálu Out-of-plane deformation measurements of an aluminium plate during quasistatic perforation using structured light and close-range photogrammetry [34], (Grytten, 2007) Autoři studovali nárazy a perforaci hliníkových plátů válcovým projektilem při nízkých dopadových rychlostech (do 15,8 m.s-1). Nízká rychlost zatěžování byla zvolena s ohledemen na méně náročný popis materiálového modelu v nelineárním dynamické úloze ( software LS-Dyna). Experimenty a simulace jsou v závěru porovnány. Pro zpřesnění numerického výpočtu byl do materiálového modelu zanesen model založený na modifikové verzi Johnson-Cook (rovnice 3.16). Johnson-Cook materiálový model je dán vztahem: σ eq = (A + Bε p n )(1 + Cln(ε ))(1 (T ) m ) [MPa] (3.15),kde A, B, C, n a m představuje experimentálně stanovené parametry: A [MPa] mez kluzu B [MPa] modul zpevnění (hardening modulus) C [-] koeficient citlivosti na rychlost deformace (strain rate sensitivity coefficient) n [-] exponent zpevnění (hardening coefficient) m [-] teplotní koeficient odpevnění (thermal softening coefficient),kde T * je homologická teplota stanovená jako: T = 0 pro T < T 0 (3.16) T = T T 0 T m T 0 pro T 0 < T < T m (3.17) T = 1 pro T > T m (3.18) T0 [K] teplota okolí (referenční teplota) Tm [K] teplota tavení,kde ε je rychlost deformace stanovená jako: 29

32 ε = ( ε p ) ε 0 (3.19) ε 0 [s -1 ] referenční rychlost přetvoření (nejčastěji je uvažována 1 s -1 ) ε p [s -1 ] rychlost přetvoření (strain rate) ε p [-] plastické přetvoření První část rovnice modelu (první závorka) uvažuje ovlivnění plastickým přetvořením. Druhá (druhá závorka) vyjadřuje ovlivnění rychlostí deformace a třetí (třetí závorka) ovlivnění teplotními změnami. Při velmi nízkých rychlostech je možné druhou a třetí část zanedbat a považovat je v rovnici za rovny jedné. K získání materiálových konstant bylo třeba udělat řadu tahových zkoušek s osově symetrickými vzorky, které byly odebrány ve třech různých směrech hliníkových plátů. Experimentálně získané výsledky byly užity kalibrací modifikovaného materiálového modelu Johnson-Cooka. Aplikovaný model však nezahrnoval anizotropii zjištěnou u materiálu. Konstanty pro zahrnutí anizotropie mohou být získány provedením Taylorova testu. Materiálový model byl doplněn o tzv. kritérium poškození (failure criterion) (viz rovnice 3.21 a 3.22). V takovém případě model předpokládal, že poškození se akumuluje v jednotlivých elementech během plastické deformace. Při stanovení kritické hodnoty dojde k vypnutí prvku polygonální sítě (viz obr. 3.34). Kritérium poškození je koncipováno podobně jako materiálový model a je dáno vztahem: ε f = (D 1 + D 2 e D 3σ )(1 + D 4 ln ε )(1 + D 5 T ) [-] (3.20) kde D1, D2, D3, D4 a D5 jsou materiálové konstanty [37]: D1, D2, D3, D4 a D5 [-] konstanty deformačního přetvoření (fracture strain) kde σ * je hodnota trojosé napjatosti stanovená jako: σ = σ m σ eq (3.21) σ m σeq [MPa] hodnota středního napětí [MPa] napětí Johnson-Cookova vztahu 30

33 Obr Porušení sítě při průniku projektile. Dopad kritéria porušení. Závěr: Tento článek je stěžejním článkem pro vytvoření materiálového modelu mikroprutové struktury vyrobené technologií SLM z materiálu AlSi10Mg. Autoři popisují materiálový model a mechanické testy potřebné pro zjištění potřebných konstant. Z následného porovnání experimentu s numerickou simulací je patrné, že použitím výpočtů se zahrnutím vhodného materiálového modelu s příslušným kritériem poškození je možné dosáhnout velmi dobré shody predikce a experimentu (viz obr. 3.37). Obr. 3.31Porovnání experimentu a simulace s využitím kritéria poškození 31

34 Investigation of sandwich structures with innovative cellular metallic cores under low velocity impact loading [35], (Labeas, 2013) Predikcí mechanického chování strukturovaných materiálu se zabívali i další autoři. Labeas et al. ve své práci využíval pro nalezení mechanických vlastností MKP výpočet dynamického zatěžování. Také se zaměřují především na nízko-rychlostní zatěžování. Ve své prácu analyzuje chování BCC mikroprutové struktury vyrobeného technologií SLM z nerezové oceli 316L. Získané výsledky z MKP simulace byly porovnány s reálným experimentem. Obr Čtvrtinový numerický model impaktového testu MKP simulace byla provedena v explicitním MKP řešiči PAM-Crash následovně Strukturovaná část vzorku byla tvořena elementy typu beam. Bylo použito dvojí meshování beamů. Pro oblasti s vysokým zatížením (pod indentorem) byly použity vždy 4 elementy na jeden prut. Ostatní oblasti struktury (blíže k okraji) byly vymechovány pouze pomocí dvou elementů Pro strukturovaný materiál byl použit materiálový model bilinear plasticity. Na prutovou strukturu byl nastavený kontakt, který zaručuje protnuní beamu v celém objemu. Standardně jde o bodový kontakt. Na desky (horní a spodní) vzorku byly aplikovány elementy typu layered shell 163. Mezi indentorem a horním plátem bloku byl definován kontakt type 33. V rámci výpočtu byla aplikována dvojitá symetrie (viz obr. 3.38) Jako jeden z průblémů při modelování rychlých dějů jsou potřebné výpočetní časy simulace. Autoři této publikace se s tímto problémem setkali také a pokoušejí se ho vyřečit náhradou strukturované části pouze blokem materiálu s příslušnými 32

35 mechanickými vlastnostmi struktury. K tomuto výpočtu byl využitý software LS-Dyna s následujícím nastavením: Materiálový model horní a spodní desky byl použit model Mat-54 s kritériem poškození. Strukturovaný materiál byl modelován jako blok plného materiálo prvky typu solid 164. Materiálový model jádra byl zvolen typ Mat-26 (Honeycomb). Pro zvolení správného materiálového modelu byly provedené tlakové a smykové (střihové) strukturovaného materiálu 20x20x20 mm. Tlaková zkouška byla provedena ve směru x,y, i z. Hodnoty z jednotlivých směrů se od sebe významě nelišili. Hodnoty smykového napětí byly stejné v rovinách xy, xz a yz. Na základě těchto výsledků byl zvolen materiálový model, který co nejlépe odpovídá změřeným vlastnostem. Následně do něho byly dosazeny hodnoty z provedených testů. Na závěr byly oba přístupy modelování porovnány s reálným impaktním testem. Z obrázku 3.39 je vidět dobrá shoda obou modelů v lineární fázi deformace struktury. V oblasti plastické deformace se ovšem už použité přístupy začínají významně lišit. zatímco prutový model strukturovaného materiálu víceméně odpovídá reálnému testu, zjednodušený model strukturovaného materiálu vůbec neodpovídá. Obr Porovnání prutového modelu struktury, zjednodušeného modelu a experimentu Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores [36], (Mines, 2013) Autoři tak testovali nizkorychlostní zatěžování strukturovaného materiálu vyrobených technologií SLM. Hlavní myšlenkou tohoto článku je porvnání struktury vyrobené technologií SLMz materiálu SS316L s konvenčně vyráběnou strukturou honeycomb, která se běžně používá v leteckém průmyslu. Na základě výsledků autoři potvtzují, že SLM struktura má potenciál jako alternativa pro letecký průmysl. Využití technologie SLM má navíc tu výhodu, že jako vstupní materiál pro výrobu struktury 33

36 může být použitý i výrazně odolnější titanové slitiny a tím zvýšena odolnost vyrobených struktur. Autoři dále studují vliv procesních parametrů na pevnost Ti materiálu. Výsledky ukazují, že procesní parametry výrazně ovlivňuje mechanické vlastnosti strukturovaného materiálu. Autoři zdůrazňují potřebu provést optimalizaci procesních parametrů z hlediska rozměrové přesnosti, kvality povrchu, reziduálního napětí a mikrostruktury materiálu. Obr Porovnání experimentu strukturovaného materiálu vyrobeného technologií SLM a honeycomb struktury 34

37 4 ZHODNOCENÍ POZNATKŮ NA ZÁKLADĚ KRITICKÉ REŠERŠE Aby bylo možné využívat mikroprutovou strukturu jako absorbátor energie v průmyslových aplikacích, je nutné přesně popsat její mechanické vlastnosti a mechanismus deformace při absorpce energie. Tyto poznatky spolu s poznatky z dalších oblastí, jako jsou procesní parametry technologie SLM, materiálové testy a mechanické zkoušky, umožní vytvoření materiálového modelu, který bude přesně popisovat chování mikroprutového materiálu. S využitím tohoto materiálového modelu bude možné vytvořit numerický výpočet absorbce energie s využitím nelineárního dynamického MKP řešiče, který umožní ověřovat mechanické vlastnosti a chování navržených dílů určených pro absorpci energie (tzv. absorbéry ) technologií SLM. Rešeršní část je rozdělena čtyřech propojujících se oblastí: 1) Mechanické vlastnosti SLM materiálu, 2) Procesní parametry mikroprutové struktury, 3) Absorpce energie a konstrukce experimentálního zařízení, 4) Materiálový model a nelineární dynamická MKP analýza. Mechanické vlastnosti Kempen et al. [12] ve své práci zkoumá význam orientace vzorků při výrobě technologií SLM na mechanické vlastnosti vzorku. Autoři článku zjistili, že v závislosti na orientaci vznikají na povrchu vzorku póry, které degradují mechanické vlastnosti. Autoři používají tvar tahového vzorku určený spíše nq testování polymerních materiálů. Brandl et al. [13] ve své práci také zkoumá význam orientace vzorku při výrobě. Na rozdíl od Kempenova článku [12] autoři technologií SLM vyrábějí pouze polotovar (válečky), které jsou následně obráběny na tvar standardního tahového tělesa. Brandl et al. [13] anizotropii u vzorků nepozoroval, protože tahová tělesa byla před testováním obrobena. To odpovídá tvrzení Kempena et. al [12], že mechanické vlastnosti jsou ovlivňovány povrchovou vrstvou vzorku. Tsopanos et al. [14] ve své práci zkoumá mechanickou odolnost strukturované materiálu. Pro získání reálných mechanických vlastností provádí nejprve tahovou zkoušku tenkých elementárních prutů (tenké drátky). Zjišťuje, že při takto malém objemu materiálu jsou mechanické hodnoty tenkých prutů oceli 316L na 50% tabulkových hodnot materiálu. To odpovídá opět Kempenovi [12] a jeho tvrzení o pórovité povrchové vrstvě. Při rozměrech prutů řádově v desetinách milimetrů může být prut pórovitý v celém objemu materiálu. Je tedy patrné, že při výpočtech tenkých prutových konstrukcí nelze uvažovat mechanické vlastnosti objemných těles a je nutné testovat chování přímo na vzorcích tenkých prutů. Autoři článků [15,16] ve svých pracích upozorňují na velké nepřesnosti při výrobě tenkých prutů. Prut je standardně vyroben s velmi hrubým povrchem a jeho průřez se velmi výrazně mění (viz obr. 3.6). Aby bylo možné predikovat mechanické vlastnosti mikroprutových struktur pomocí MKP analýzy, je určen náhradní tzv. 35

38 efektivní průměr prutu. Tento průměr potom vstupuje do MKP výpočtu jako průměr prutu konstrukce. Reálný průměr je často i výrazně větší. To je zapříčiněno přestupem tepla do okolního práškového materiálu a následné natavování okolních částic, které se nalepují na povrch prutu. Koutný et al [16] dále provádějí analýzu rozměrové přesnosti prutů s různou výrobní orientací prutů. Autoři ukazují, že při nízkých výrobních úhlech může byt kolísání průměru prutu velmi významné a prut se již nedá považovat za válcový objekt. Ke stejnému závěru docházejí Leary et al. [17], kteří jako testovací vzorek používají přímo různé tvary prutového strukturovaného materiálu. Autoři určují drsnost materiálu a zjišťují, že její hodnota se liší na různých částech prutů. Ve spodní části prutu je drsnost povrchu násobně větší, něž je tomu na horní nebo boční straně prutu. To potvrzují i Yan et al. [21], kteří toto pojmenovali jako schodovitý efekt. Při přípravě dat pro aditivní technologie, jsou objekty rozřezány na tenké vrstvy. Tím dochází k tvorbě převislých částí na spodní straně prutu. Tento jev se dá omezit zmenšením tloušťky vrstvy případně vhodnou orientací. Procesní parametry strukturovaného materiálu Dále se autoři zabývají nastavením procesních parametrů pro výrobu rozměrově přesných dílů s hustotou blížící se 100% materiálu. Autoři zkoumají vliv hlavních procesních parametrů, jako jsou např. výkonu laseru, scanning speed, laser focus, hatch distance, výhřevu komory. Většinou pozorují tyto vlastnosti na objemových vzorcích typu kostka [17, 18, 23]. Jak je vidět z dalších publikací, při výrobě vzorku s velmi malým objemem materiálu je situace výrazně odlišná. V tomto případě i dobré nastavení procesních parametrů pro plno-objemový vzorek neumožňuje výrobu tenkých prutů bez materiálových a rozměrových poruch. To potvrzuje Qiu et al. [19], který zkoumá procesní parametry přímo na strukturovaných dílech. Výsledky se významně liší od předchozích prací. V závislosti na procesních parametrech se nejen mění průměr prutů struktury, ale i jejich materiálové vlastnosti. Z obrázku 3.16 je vidět, že při změně skenovací rychlosti laseru z 2000mm/s na 4000 mm/s se může porozita v materiálu násobně změnit. To výrazně ovlivňuje mechanické vlastnosti strukturovaných dílů. Aby bylo možné správně predikovat absorpční vlastnosti mikroprutové struktury, je nutné vyrábět testované vzorky bez materiálových vad a se zaručenou opakovatelností. Proto je nutné provést výzkum vhodných procesních parametrů. Další motivací pro tento výzkum je nalézt procesní parametry s co nejvyšší hodnotou parametru rychlosti laseru. Obecně je totiž výroba technologií SLM velmi časově náročná a procesní parametry s vyšší rychlostí by pomohli se zkrácení výrobních časů. Konstrukce impaktního zařízení, Impaktní odolnost, Popis absorbce energie Většina autorů porovnává impaktní odolnost strukturovaného materiál s konvenčně vyráběnými strukturovanými materiály, které již mají uplatnění v leteckém průmyslu, např. kovové pěny a šestihranné voštinové struktury tzv. honeycomb struktury. U strukturovaných materiálů vyráběných technologií SLM autoři vyzdvihují především možnost kontrolovat tvar struktury materiálu a možnost 36

39 vyrábět struktury z odolnějšího materiálu, než jsou hliníkové slitiny vhodné pro výrobu kovových pěn [30, 31, 32, 33, 34, 35]. Pro testování absorpčních vlastností materiálu autoři využívají různé typy testovacích zařízení v závislosti na typu zatížení. Yahava et al. [30] používají horizontální vysokorychlostní impaktní zatěžování s rychlostmi nad 50 m/s. Shen [32] a Mines [33] používají pro testování materiálu vhodnější věžovou konfiguraci zařízeni. Jedná se o nízkorychlostní pádové zařízení. Výhodou této konfigurace je jistá variabilita ve způsobu testování materiálu. Při vhodně zvoleném zatížení je možné zařízení také použít pro zatěžování rychlá tlaková zkouška. Z analyzovaných článků také vyplývají vlastnosti, které jsou využívány pro popis absorpce energie nebo impaktních vlastností materiálu. Většina autorů srovnává závislosti síla deformace, deformace čas, absorbovná energie deformace, rychlost deformace čas. Autoří článku [33] dále přidávají účinnost absorbce, deformace kdy dochází ke zhuštění strukturovaného materiálu, průměrnou a maximální sílu přenesenou při absorpci. Konstrukce zařízení tedy musím obsahovat snímač síly a případně vysokorychlostní kameru nebo jiný snímač schopný zaznamenávat deformaci vzorku a rychlost dopadu. Pro konstrukci experimentálního zařízení na ústavu konstruování byla zvolena pádová varianta zařízení. Strukturované materiály mají podle autorů potenciál zejména pro schopnost absorbovat velké energie při malých rozměrech vzorku. Nelineární dynamická MKP analýza mikroprutové struktury, Materiálový model mikro prutového materiálu Z analyzovaných článků je patrné, že základním předpokladem pro dostatečně přesnou predikci rychlé deformace mikroprutové struktury je správný materiálový model, který popisuje chování materiálu při simulaci. Autoři článku [34] ukazují jeden z možných materiálových modelu, verzi Johnson-Cook. Jedná se o materiálový model, který popisuje plastické přetvoření, ovlivnění rychlostí deformace i ovlivnění teplotními změnami. Výhodou tohoto kritérije fakt, že při nižších rychlostech (do 50 m.s -1 ) zatěžování je možné část rovnice zanedbat. Tento materiálový model je ještě doplněn podmínkou poškození (odstranění některých elementů v simulaci při překročení podmínky). Konstanty pro materiálový model je možné získat z rychlých tlakových zkoušek strukturovaného materiálu. Konstanty pro kritérium poškození lze získat pomocí Taylorova testu. Dynamickou MKP simulace řeší články [35, 36]. Autoři popisují jednotlivé okrajové podmínky, způsob modelování, použité elementy. Jedním z problémů, který autoři řeší, je rychlost MKP výpočtu. Ta je i u symetrického modelového příkladu velmi nízká. Labeas et al. [35] se snaží zjednodušit výpočet nahrazením strukturované části vzorku pouze objemovým blokem materiálu, který má vlastnosti strukturovaného materiálu. Při porovnání s reálným testem nedosahují dobré shody. V dalších článcích se autoři zabývají predikcí mechanických vlastností mikroprutových materiálů pomocí MKP analýzy [36] a analytických metod [33, 31, 32]. Velkým přínoserm jsou analytická odvození, které dávají porozumět mechanismu 37

40 deformace prutu a absorpce energie uvnitř struktury. Analytické výpočty jsou s dobrým výsledkem porovnány s MKP výpočtem a experimentem. 38

41 5 CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE Primárním cílem disertační práce je vývoj materiálového modelu, který definuje mechanické vlastnosti mikroprutové struktury vyrobené technologií Selective Laser Melting při MKP simulaci nelineární dynamické úlohy. Dílčí úkoly nutné pro splnění primárního cíle: Vývoj experimentálního zařízení pro testování absorpčních a impaktních vlastností strukturovaného materiálu Výzkum procesních parametrů SLM technologie pro strukturované materiály z hliníkové slitiny AlSi10Mg Nalezení a testování potřebných mechanických vlastností strukturovaného materiálu pro vytvoření materiálového modelu materiálu Vytvoření numerického modelu absorpce energie v mikroprutové struktuře s využitím dynamického nelineárního řešiče (jako vhodný nástroj se jeví software LS Dyna nebo Ansys/Autodyn) Sepsání disertační práce 5.1 Vědecká otázka Lze dosáhnout shody výsledků MKP výpočtu dynamického děje mikroprutové struktury a jejími reálným mechanickými vlastnostmi? 5.2 Pracovní hypotéza Vhodnou kombinací procesních parametrů a strategie laseru je možné vyrábět strukturovaný materiál bez vnitřních materiálových vad. Při znalosti reálných mechanických vlastností strukturovaného materiálu je možné predikovat jeho absorpci energie v některém z dynamickým nelineárních řešičů. (Ansys, LS-Dyna) Vhodnou volbu geometrie základní buňky strukturovaného absorbátoru je možné řídit množství a průběh absorpce energie. 39

42 6 ZPŮSOB ŘEŠENÍ A POUŽITÉ VĚDECKÉ METODY 1. V první fázi řešení disertační práce bude provedena rešerše z oblasti nastavení procesních parametrů technologie SLM, absorpce energie a mechanických vlastnostech strukturovaného materiálu. Rešerše bude také zaměřena na téma konstrukce testovacího zařízení pro hodnocení absorbované energie ve strukturovaném materiálu. SPLNĚNO 2. Dále bude následovat testování základních procesních parametrů (laser speed, laser power) na reálných vzorcích základního BCC strukturovaného materiálu. Vzorky budou vyráběny v plném rozsahu zařízení SLM 280HL (LS = mm/s; LP = W) 70 vzorků 20x20x20 mm; průměr prutu 0,6 mm SPLNĚNO 3. Na základě analýzy v bodu dva byl vytvořen skript pro návrh nové strategie laseru a výpočtu energie při výrobě mikroprutové struktury. Aby bylo možné tento skript správně požít je nutné vytvořit vzorky jednotlivých návarů pro stejný rozsah jako v bodu 2. Dále potom vzorky typu stěna (3 5 návarů vedle sebe). 1 sada návaru ( 10 vzorků) 1 sada stěn (pouze perspektivní oblasti vytypované na základě předchozíc testů) 4. Dalším krokem bude testování mechanických vlastností strukturovaného materiálu na navrženém zařízení Impactor 3.0 a konvenčním zařízení Zwick Z020. Dále bude proveden Taylorův test pro získání dalších materiálových konstant do materiálového modelu v dynamickém MKP řešiči. 10 vzorků BCC struktura 20x20x20 mm, základní buňka 4x4x4 mm; d = 0,6 mm; Zwick Z vzorků BCC struktura 44x44x44 mm, základní buňka 11x11x11 mm; d = 1 mm; Zwick Z vzorků BCC struktura 20x20x20 mm, základní buňka 4x4x4 mm; d = 0,6 mm; Impaktor vzorků BCC struktura 44x44x44 mm, základní buňka 11x11x11 mm; d = 1 mm; Impaktor prutových vzorků d = 0,6 mm; Zwick Z prutových vzorků d = 1 mm; Zwick Z prutových vzorků d = 0,6 mm; Impaktor prutových vzorků d = 1 mm; Impaktor vzorků Taylorův test (případně Newtonova houpačká rázostroj) 40

43 5. Nalezení a testování dalších potřebných parametrů strukturovaného materiálu pro výpočet nelineární dynamické úlohy 6. Vytvoření numerického modelu absorpce energie s využitím nelineárního dynamického řešiče 7. Sepsání disertační práce 41

44 7 ČASOVÝ PLÁN DISERTAČNÍ PRÁCE 42

45 8 SOUČASNÝ STAV ŘEŠENÍ DIZERTAČNÍ PRÁCE 8.1 Konstrukce experimentální aparatury Aby bylo možné používat strukturované materiály jako šokové absorbátory energie s vysokou mírou absorpce, je nutné dobře porozumět mechanismu porušování při různých typech zatěžování (lokální, plošné) a mít dobře zmapované mechanické vlastnosti strukturovaného materiálu vyrobeného technologií SLM. Pro tyto účely bylo na základě rešerše navrženo pádové zařízení, které umožňuje měřit všechny potřebné veličiny pádového testu strukturovaného materiálu a dokáže popsat i průběh deformace jednotlivých vrstev materiálu. Výhodou zařízení jsou také rozměry zařízení a dostačující dopadová energie pro potřeby testování. Nevýhodou oproti dalším typů jsou ztráty ve vedení při pádu závaží Popis experimentálního zařízení První verze pádového zařízení byla navržena pro účely ověření experimentu z publikací [32, 33]. Navržené zařízení bylo konstruováno pro nízko-rychlostní rázové testy strukturovaných vzorků, kde dochází k pronikání tělesa kulovitého tvaru (indentoru) do strukturovaného vzorku během absorpce kinetické (pádové) energie závaží. V průběhu pronikání je měřena reakční síla pomocí tenzometrického snímače. rozpěrka permanent. magnet pádová hlava lineární vedení vzorek def. element indentor základna Obr. 8.1 Experimentální zařízení pro impaktové testy Zařízení se skládá ze tří hlavních částí - rámu, pádové hlavy a vnikacího tělesa (indentoru). Rám je vyroben z hliníkových profilů upevněných k základně z ocelové desky t = 10 mm. Jeho horní část je uzavřena hliníkovým plechem, který definuje polohu lineárního vedení a nosných profilů. Na základnu jsou při testování připevňovány vzorky strukturovaného materiálu pomocí čtyřech šroubů, které definují polohu vzorku a současně brání odskočení vzorku během testu. 43

46 pernament. magnet závaží deformační člen (tenzometr) indentor lineární vedení Obr. 8.2 Pádová hlava Pádová hlava (PH) je složena z několika částí. Jsou zde umístěna závaží, která spolu s nastavením výšky PH definují energii impaktního zatěžování. Maximální možná energie experimentálního zařízení je 55J při osmi kusech 0,5kg závažích a výšce pádu h = 1 m. Dále je ve spodní části pádové hlavy umístěn deformační člen, který byl navržen přímo pro potřeby pádového testu na zatížení 20 kn. Deformační člen je vyroben z hliníkové slitiny EN AW 7075 a je osazen čtyřmi tenzometrickými snímači HBM XY31-3/120 zapojených do plného můstku. Deformační člen byl navržen na základě MKP simulace. Přímo do tenzometrického snímače je šroubováno vníkací těleso (indentor). V závislosti na probíhajícím testu může být indentor navržen jako typ hrot nebo typu deska. Pro tvar tělesa typu hrot bude docházek k lokálnímu zatěžování strukturovaného materiálu. V případě taru tělesa typu deska bude docházet k plošnému zatěžování strukturovaného materiálu a rázový test bude spíše odpovídat rychlé tlakové zkoušce. Pádová hlava je v horní poloze fixována k rámu pomocí elektrického permanentního magnetu, kde při sepnutím spínače dojde k vyrušení magnetického pole a uvolnění padací hlavy. Obr. 8.3 Deformační člen s tenzometrickými snímači 44

47 Po uvolnění padací hlavy (závaží, deformační člen, indentor) dochází k pádu vedenému pomocí lineárních vedení. Lineární vedení minimalizuje tření při pádu. Přesto je při měření dopadové energie nutné počítat se i strátami (tření) v lineárním vedení. Ve spodní části zařízení je na základní desce umístěn strukturovaný vzorek, který absorbuje energii pádové hlavy. Získané hodnoty z deformačního členu jsou zaznamenávány pomocí měřící stanice QuantumX MX410B se vzorkovací frekvencí 96 khz. Díky vysoké vzorkovací frekvenci je možné popsat i velmi rychlý impaktní děj, který u tuhých vzorků probíhá v řádu 10-3 s. Princip experimentálního zařízení lze vyjádřit elementární energetickou rovnicí (8.1): 1 2 mv2 + E t = mgh (8.1),kde m (kg) je hmotnost pádové hlavy, v (m.s -1 ) je rychlost pádové hlavy v dolní poloze pádu, Et (J) zmařená energie pomocí tření, h (m) je výška pádové hlavy a g (m.s -2 )je gravitační zrychlení. Princip získání dat Obr. 8.4 (a)testování impaktní odolnosti; (b) Rychlá tlaková zkouška Princip získávání dat spočívá pouze ve měření reakční síly F, při pronikání indentoru do vzorku nebo během rychlé tlakové zkoušky (obr. 8.4). Síla je následně podělena hmotností m pádové hlavy a výsledné zrychlení je integrováno podle času na rychlost pádové hlavy v a deformaci vzorku x. Velkou výhodou zvoleného způsobu je použití pouze jediného snímače pro získání všech potřebných veličin (zpomalení, rychlosti deformace, deformace). Nevýhodou je vzniklá chyba během dvojité integrace zpomalení a (F/m) podle času, kde i malá počáteční nepřesnost naměřených dat způsobí relativně velkou odchylku jejím postupným přičítáním Úprava experimentálního zařízení Po úspěšném provedení prvních testů pouze s tenzometrickým snímačem bylo navrženo několik dílčích změn pro přesnější vyhodnocení vlastností strukturovaného materiálu. Jednalo se zejména o ověření správné funkce deformačního členu (tenzometru), zvýšení tuhosti celého experimentálního zařízení, doplnění akcelerometru a vysokorychlostní kamery. 45

48 Jako jedna ze zásadních nedostatků první verze se ukázaly tuhost celého experimentálního zařízení. Při nárazu plně zatížené pádové hlavy (5,75 kg) dochází k mžikovému zatížení až 1500 kg. Díky nízké tuhosti byla během pádového testu zaznamenávána deformace vzorku i základní desky a silentbloků současně. To mělo za následek chybu měřených výsledků. Tuhost byla zvýšena jednak navýšením tloušťky desky na t = 20 mm (t = +10 mm) a zároveň připevněním celého zařízení na ocelovou upínací desku v laboratoři kolejové dopravy. Aby při upevňování základní desky (pomocí šroubů) k ocelové upínací desce nedošlo k jejímu prohnutí (vlivem nerovností desky) a tím i ke zvýšení tření vlivem zkroucení lineárního vedení, bylo experimentální zařízení rozšířeno o další ocelovou desku (viz obr. 8.5). Modrá deska potom slouží k připnutí zařízení k ocelovému loži a připevnění testovaných strukturovaných vzorků. Na červenou desku jsou připevněny všechny prvky konstrukce. Obě ocelové desky jsou spojeny pomocí šroubů s gumovými podložky, které vyrovnávají možné deformace. Tím je dosaženo vysoké tuhosti spojení experimentálního zařízení s ocelovým ložem a zároveň nezávislost lineárního vedení. Obr. 8.5 Systém připevnění experimentálního zařízení Měřící řetězec Druhá verze testovacího zařízení byla rozšířena o šokový piezoelektrický akcelerometr B&K Type 8309 a vysokorychlostní kameru Phantom V710, které byly použity primárně pro ověření správné funkce tenzometrického snímače a zpřesnění měřených dat. Pro ověření správného měření byl tenzometrický snímač zkalibrován na zařízení pro testování mechanických vlastností Zwick Z020. Zatížení bylo zvyšováno po 1000N až do N. Z výsledů vyplívá, že byla potvrzena linearita až do maximálního zatížení. Z kalibrace byla získána rovnice kalibrace (8.2): F = U ,3 (8.2) 46

49 Tenzometr Akcelerometr Předzesilovač Měřící karta QuantumX PC Matlab Excel HS kamera PC Obr. 8.6 Schéma měřícího řetězce Dále bylo provedeno několik desítek testů v konfiguraci tenzometr, akcelerometr a vysokorychlostní kamera, na kterých bylo zkoumány odchylky hodnot jednotlivých snímačů (viz obr. 8.7b, c). Výsledky potvrdily správné měření deformačního členu (tenzometru) i při zatěžování rychlím dějem. Zároveň je do měřícího řetězce vhodné doplnit vysokorychlostní kameru pro zjištění skutečné počáteční konečné rychlosti před dopadem pádové hlavy. Tření v lineárním vedení je totiž větší než bylo původně předpokládáno. Popis měřícího skriptu Skript funguje pro vyhodnocení testů snímaných pomocí tenzometrického snímače, případně kombinací senzorů - tenzometru a vysokorychlostní kamery. Výpočet je automatizovaný a přizpůsobený pro vyhodnocování větších sérií vzorků. Cílem skriptu je získání grafu závislosti reakční síly na hloubce deformace, absorbované energie a rychlosti deformace (viz obr. 8.7b, d, e). V případě použití pouze tenzometrického snímače je deformace x získána dvojitou integrací zpomalení pádové hlavy podle času. Pro přesné výsledky je navíc nutné použít počáteční podmínku rychlosti dopadu pádové hlavy, která byla získána empiricky a liší se v závislosti na hmotnosti pádové hlavy. Chyba v důsledku zadání empirické hodnoty počáteční rychlosti namísto skutečné spolu s chybou vzniklou dvojitou integrací pro získání dráhy je s 95% spolehlivostí do 6 %. Při využití vysokorychlostní kamery a tenzometrického snímače je pomocí kamery sledována poloha pádové hlavy i počáteční rychlost. Tím je eliminována chyba odhadované počáteční rychlosti a chyba dvojité integrace zpomalení podle času. Hodnoty z obou senzorů jsou dále interpolovány a sesazeny dohromady. Výsledky vyhodnocování v programu MATLAB jsou ukládány do dvou souborů aplikace MS excel. První se týká detailně údajů z každého měření, druhý pro účely komparace přehledně zaznamenává důležité údaje z celé sady experimentů (maximální síla, délka impaktu, hloubka deformace, ). 47

50 Absobovaná E [J] Reakční síla F [N] Deformace x [mm] Reakční síla F [N] Rychlost def. v [m/s] ,005 0,01-4 čas t [s] -5 a) b) 1 0 0,005 0,01 čas t [s] T A K ,002 0,004 0,006 0,008 0,01 T A K c) čas t [s] d) deformace x [mm] e) Deformace x [mm] Obr. 8.7 (a) Zaznamenaná data z tenzometru; (b) Integrace zpomalení a (m.s-2)podle času t (s); (c) Druhá integrace dráhy zpomalení a (m.s-2) podle času t (s); Graf reakční síly v závislosti na deformaci vzorku x (mm); (e) Absorbovaná energie E (J) v závislosti na deformaci vzorku x (mm) 48

51 Profesiální verze zařízení Impactor 3.0 Puvodní a současná verze tohoto zařízení byla vytvořena v rámci studetských projektů magisterských studentů a tomu odpovídal i rozpočet a možnosti. Na základě úspěšných testů pádového zařízení a jeno uplatnění i mimo VUT (testování pryžového materiálu na Universitě obrany) bylo rozhodnuto o vytvoření nového zařízení Impactor 3.0. V rámcí této úpravy bude redesignován především software pro vyhodnocení testu a rám konstrukce. Rám bude vytvořený jako svařenec ocelových profilů, který bude osazen odolnějším lineárním vedením. To by mělo ještě snížit tření během pádouvých testů a zlepšit opakovatelnost testování. Další změnou bude měření deformace vzorku pomocí magnetického odměřování, které by mělo zkrátit čas vyhodnocení vzorků a odstranit z řetězce vysokorychlostní kameru (analýzu obrazu). Další velkou změnou bude vyhodnocovací software zařízení, který bude navržen univerzálněji. Původní verze byla navržena primárně na deformaci mikroprutové struktury a při testování materiálu typu pryž docházelo k problémům s automatickým vyhodnocením. Rozpočet na novou verzi zařízení (obr. 8.8) by neměl překročit Kč. Stavba bude financována částečně z projektu Fondu vědy FSI (FV 17-20) a smluvní hospodářské činnosti skupiny RIAT Obr. 8.8 Koncept impactoru

52 8.2 Vývoj procesních parametrů pro výrobu mikro-prutové konstrukce z materiálu AlSi10Mg Na základě analyzovaných studií a výsledků z diplomové práce byl navržený test procesních parametru (výkon, rychlost) na rozměrovou přesnost vyrobené lattice structure z AlSi10Mg. Tento test je důležitý zejména pro zjištění reálných rozměrů vyrobené struktury v porovnání s nominálním rozměrem v CAD datech. V případě špatného předpokladu může mít reálná lattice structure výrazně odlišné mechanické vlastnosti od požadovaných. Další pozorovaná vlastnost bude porozita materiálu uvnitř prutu a členitost jednotlivých prutů. a b φd a a b b Navržený vzorek Obr. 8.9 Vzorek pro test procesních parametrů (a) BCC lattice structure; (b) BCC základní buňka Pro účely testování procesních parametrů byl navržen reálný vzorek BCC lattice structure o velikosti 20x20x20 mm. Základní BCC buňky měla rozměry 4x4x4 mm s průměrem prutu d = 0,6 mm (obr. 8.9). Speed (mm/s) Power (W) Obr vyrobená procesní mapa pro tloušťku vrstvy 50 µm 50

53 průměr prutů [mm] průměr prutů [mm] Výroba procesní mapy a vyhodnocení výsledků Vzorek byl vyroben s parametry laseru v rozmezí Laser Power = W; Laser Speed = mm/s; Layer Thickness (LT) = 50 a 30 µm. Vyrobená procesní mapa pro LT = 50 µm je zobrazena na obrázku Z obrázku je vidět, že některé kombinace procesních parametrů laseru byly nevhodné a vzorky se vůbec nepostavili. Ostatní vzorky byly analyzovány pomocí optické digitalizace a µct pro získání kompletního povrchu. Na základě optické digitalizace (digitalizace a vyhodnocení čtyřeh rohových prutů) byly vytypovány vzorky, který se zdály nejvhodnějšía ty byly dále digitalizovány pomocí µct. Díky tomu byl získán kompletní povrch lattice structure. Tyto vzorky byly dále vyhodnocovány v softwaru Gom Inspekt, kde byl vytvořená automatický skript pro import vepsaného, opsaného a Gaussovského válece do každého prutu struktury (viz obr. 8.11). V poslední fázy byl změřen a vyhodnocen průměr všech tří válců. Gaussovský válec Reálný obvod prutu Opsaný válec Vepsaný válec Obr (a) Měřené válce uvnitř každého prutu; (b) Opsané válce na každém prutu struktury Průměrné získané hodnoty pro vepsaný válec jsou vidět na obrázku Trend výsledků i hodnoty vesměs odpovídají výsledkům Qui et al., 2015 (viz obr 8.12). 0,7 0,8 0,6 0,7 0,5 0,6 0,4 0, výkon laseru [W] 0,5 skenovací rychlost [mm/s] Obr Porovnání změřených výsledků s výsledky Qui et al.,

54 Dále byl provedený test porozity materuiálu, který dosahoval odlišmých výsledků v porovnání s Qui et al., Její uspořádání a pozice uvnitř prutu také naznačuje, že při výrobě nedochází ke kompletnímu provaření prutu (obr. 8.13a). Na základě tohoto poznání byla navržena změna strategie (trajektorie) laseru. Obr (a) Porozita uvnitř latiice strucutre; (b) Zúžení prutu v uzlu struktury Dalším nalezeným problémem uvnitř vyrobené lattice structure bylo spojení prutů. Při některých kombincí výkonu docházelo k výraznému zůžení prutu těsně před jejich spojením (obr. 8.13b). Tento problém degraduje zjištěné mechanické vlastnosti na zjištěné na základě analýzy průměru prutu. Řešením pro oba pozorované problémy by měla být změna strategie laseru, která bude zaručovat správné provaření prutu spolu s kontrolou množství energie v kritických oblastech prutu. Takové oblasti jsou především ty, kdy dochází ke změně tvaru (přechod z konstantní tlouťky prutu do uzlu). Skript pro návrh strategie výroby a výpočet energie dodané do vyráběného prutu Pro tytu učely byl vyvynut skript (viz obr. 8.14), který umožňuje navrhnout vhodnou strategii prutu na zvolech procesních parametrech. Zároveň v kritických místech kontroluje hladinu energie dodávanou do prutu. Díky skriptu je možné najít takovou kombinaci procesních parametrů, která vyhovuje všem oblastem a zaručí výrobu kvalitních prutů. Inspirací pro tento přístup byl článek od Abele [22]. Testování výsledků s využitím popsaného skriptu proběhne v další fázi řešení disertační práce. V první řadě musí být vyrobena procesním mapa vzorků typu Single track a Wall test. Na základě výsledků z těchto experimentů budou zjištěny vhodné parametry pro návrh vzorků typu mikroprutová struktura s optimálními parametry. Ty budou dále testovány při tlakové zkoušce (i rychlé tlakové zkoušce na zařízení Impactor 3.0). S těmito parametry budou dále vyrobeny prutové vzorky typu tenké drátky tzv. One Truss Tensile Testing, což je v podstatě pouze jeden prut struktury. Tyto vzorky budou testovány v tahu. Získané mechanické vlastnosti budou sloužit jako vtupy do simulace dynamického děje v další části řešení disertační práce. 52

55 Obr Skript prá výpočet energie a návrhu strategie laseru v programu excel 53

56 8.3 Publikované články Publikované články hlavní autor Konfernce: ICMD 2015 Článek: Device for Testing Impact Resistance of Lattice Structures Panels Produced by the Selective Laser Melting Citace: VRÁNA, R.; KOUKAL, O.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; KREJČÍ, P. Device for Testing Impact Resistance of Lattice Structures Panels Produced by the Selective Laser Melting. In Book of Proceedings of 56th International Conference of Machine Design Department. První s ISBN: Abstrakt: Tento článek se zabývá návrhem nízko rychlostního pádového experimentálního zařízení, které je určeno pro testování impaktní odolnosti strukturovaného materiálu vyrobeného technologií Selective Laser Melting. Testované strukturované vzorky se skládají z opakující se základní buňky, která je tvořena tenkými pruty o průměru 1 mm z hliníkové slitiny AlSi10Mg. Experimentální zařízení umožňuje nastavit impaktní energii v rozsahu 5J 55J v závislosti na rozměrech a materiálu vzorku. Zařízení je určeno pro testování vzorků o velikosti 30x30x20 mm 120x120x60 mm a umožnuje testování s různým typem indentoru (koule, kostka, válec, ). V průběhu průniku indentoru do strukturovaného vzorku je měřena reakční síla působící na indentor, která je dále použita pro popis mechanických vlastností materiálu a výpočet reálné deformace. Vypočtená deformace byla ověřena pomocí 3D optické digitalizace. Cíl: Cílem článku byl především vývoj experimentálního zařízení pro pádové testy strukturovaného materiálu a ověření jeho funkčnosti. Přínos pro Ph.D.: Na základě prvních testů byla potvrzena správná funkce zařízení, zejména tenzometrického členu, který byl schopen dostatečně popsat pádový děj probíhající pouze v řádu 10-3 s. Byly také zjištěny odchylky od předpokládaných výsledků vlivem nízké tuhosti experimentálního zařízení. To by mohlo být značně omezující především pro materiály s lepšími mechanickými vlastnostmi než je AlSi10Mg. Další postup bude úprava konstrukce pro celkovou větší tuhost zařízení a vytvoření skriptu pro výpočet potřebných veličin pro popis absorpce energie ve strukturovaném materiálu. Dále bude ověřena přesnost tenzometrického snímače. 54

57 Konference: EuroPM 2015 (recenzovaný konferenční článek v databázi Scopus) Článek: Impact Resistance of Lattice Structure made by Selective Laser Melting Technology Citace: VRÁNA, R.; PALOUŠEK, D.; KOUTNÝ, D.; KOUKAL, O.; ZIKMUND, T.; KREJČÍ, P. Impact resistance of lattice structure made by Selective Laser Melting technology. In Euro PM2015 Proceedings. Reims, France: s ISBN: Abstrakt: Tento článek popisuje impaktní odolnost strukturovaného materiálu vyrobeného kovovou aditivní technologií Selective Laser Melting. Strukturovaný materiál je tvořen opakující se základní buňkou, která je složena z tenkých prutů. V tomto článku byl testován strukturovaný materiál s BCC tvarem základní buňky a průměrem prutů 0,4 1 mm z práškového materiálu AlSi10Mg. Materiál byl testován na pádovém testovacím zařízení s kulovitým tvaru indentoru (d = 16mm). Výsledky ukazují různou schopnost absorpce energie v závislosti na relativní hustotě materiálu. Graf penetrace d/a (průměr prutu/ základní buňky) a reakční síla d/a byly porovnány pro nalezení vzorků s optimální schopností absorpce energie pro testovanou impaktní energii. Výsledky ze článku budou použity jako validace pro predikci impaktového děje s využitím metody konečných prvků. Cíl: Cílem článku bylo porovnání strukturovaného materiálu s různou relativní hustotou materiálu z pohledu maximální reakční síly a hloubky penetrace do vzorku. V rámci přípravy experimentu byl připraven poloautomatický skript v programu Excel. Přínos pro Ph.D.: Na sadě vzorků byla ověřena opakovatelnost měření experimentálního zařízení, kdy výsledky reakční síly pro daný vzorek neměly rozptyl větší než 5%. Výsledky budou použity jako reálné výsledky pro MKP simulaci impaktového děje v budoucnu. 55

58 Časopis: MM Science Journal (recenzovaný článek časopisu v databázi Scopus) Článek: Impact Resistance of Lattice Structure made by Selective Laser Melting from AlSi12 Alloy Citace: VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; ZIKMUND, T. Impact Resistance of Lattice Structure Made By Selective Laser Melting From Alsi12 Alloy. MM Science Journal, 2015, roč. 2015, č. 4, s ISSN: Abstrakt: Tento článek popisuje impaktní odolnost strukturovaného materiálu vyrobeného kovovou aditivní technologií Selective Laser Melting z práškového materiálu AlSi12. Pro ověření distribuce velikosti částic a kulového tvaru částic byl kovový prášek analyzován na analyzátoru částic. Testované strukturované vzorky byly složeny ze tří částí spodní upínací desky t = 0,5 mm; střední strukturované části BCC prutovou strukturou; horní desky t = 0,3 mm. V článku byly testovány 4 série vzorků s různým průměrem prutů od 0,4mm 1mm. Vzorky byly testovány na pádovém zařízení s kulovým (d = 16 mm) tvarem indentoru. Naměřené data byly použity pro výpočet absorbované energie pomocí numerické integrace v softwaru MATLAB. Výsledky danou impaktní energii ukazují, že BCC struktura s průměrem prutu 0,8 mm má nejlepší kombinaci tuhosti a schopnosti absorbovat energii Cíl: Cílem článku bylo porovnání strukturovaného materiálu z další hliníkové slitiny AlSi12 a rozšíření skriptu o výpočet absorbované energie ve strukturovaném materiálu. Přínos pro Ph.D.: Při výpočtu absorbované energie byla potvrzena domněnka o nízké tuhosti experimentálního zařízení. Pro zjištění reálných deformací konstrukce byl děj zaznamenán vysokorychlostní kamerou. Na základě těchto poznatků byly navrženy konstrukční změny a upevnění zařízení na ocelovou upínací desku. 56

59 Konference: WorldPM 2016 (recenzovaný konferenční článek v databázi Scopus); Článek: Influence of Selective Laser Melting Process Parameters on Impact Resistance of Lattice Structure made from AlSi10Mg Citace: VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; ZIKMUND, T. Influence of Selective Laser Melting Process Parameters on Impact Resistance of Lattice Structure made from AlSi10Mg. In World PM2016 Proceedings. Hamburk, Germany. Abstrakt: Technologie Selective Laser Melting je kovová aditivní technologie, která umožňuje výrobu velmi komplexních kovových součástí. jako jsou například strukturované díly. Díky aditivnímu způsobu výrobu v kombinaci s kovovým materiálem je možné získat unikátní light-weight díly s dobrými mechanickými vlastnostmi. Tento článek se zabývá vliv procesních parametrů na impaktové vlastnosti strukturovaného materiálu s BCC základní buňkou. Strukturované vzorky byly vyrobeny s různými procesními parametry (rychlostí laseru mm/s; výkonem W) pro nalezení optimálních mechanických vlastností. Na vzorcích byl pozorován průměr jednotlivých prutů (Atos III Triple Scann), morfologie, a vnitřní porozita (mct). Dále byly vzorky testovány na pádovém experimentálním zařízení. Cíl: Cílem článku bylo zjistit vliv změny procesních parametrů technologie SLM na impaktní vlastnosti strukturovaného materiálu. Přínos pro Ph.D.: Výsledky tohoto článku vyvracejí původní předpoklad, že se změnou procesních parametrů se mění nejen rozměry vyráběných prutů, ale i porozita uvnitř materiálu. Mechanické vlastnosti vzorků byly ovlivňovány pouze narůstajícím průměrem jednotlivých prutů. 57

60 Časopis: MM Science Journal (recenzovaný článek časopisu v databázi Scopus) Článek: Impact Resistance of Different Types of Lattice Structures Manufactured by SLM Citace: VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D. Impact Resistance of Different Types of Lattice Structures manufactured by SLM. MM Science Journal, 2016, roč. 2016, č. 6, s ISSN: Abstrakt: Tento článek popisuje impaktní odolnost strukturovaného materiálu vyrobeného aditivní technologií Selective Laser Melting z práškového materiálu AlSi10Mg. V této studii bylo testováno pět různých tvarů základní buňky pro popis impaktích vlastností v závislosti na různé geometrii strukturovaného materiálu. Všech pět typů geometrií mělo stejný objem materiálu. Vzorky byly testovány na pádovém zařízení s kulovým indentorem (d=16 mm). Během testu byla měřena reakční síla, zpomalení a poloha zatěžujícího členu (pádové hlavy). Výsledky ukazují, že tvar strukturovaného materiálu ovlivňuje impaktní odolnost a množství absorbované energie, protože tvar základní buňky ovlivňuje mechanismus porušování strukturovaného materiálu ohyb nebo vzpěr. Nejvyšší impaktní odolnosti dosáhla struktura FBCCZ.. Cíl: Cílem článku bylo navázat na předchozí články, kde byla porovnána impaktní odolnost pro stejné geometrie strukturovaného materiálu z různých práškových materiálů. Přínos pro Ph.D.: Přinost k disertační práci byl především ve vytvoření automatického. skriptu pro obazovou analýzu záznamu z vysokorychlostní kamery a odstranění prvotních nedostatků zařízení. Tím byly výrazně spřesněny získané výsledky z pádového zařízení. Dalším přínosem jsou samotné výsledky, které poslouží při tvorbě matematického modelu materiálu pro simulaci dynamického děje. 58

61 8.3.2 Publikované články spoluautor Konference: ICSMESP 2017 (recenzovaný konferenční článek v databázi Scopus); Článek: Determination of the material properties of recycled rubber for explicit FEM simulation Citace: MANAS, P.; VRANA, R.; HEJMAL, Z.; DUBEC, B. Determination of the material properties of recycled rubber for explicit FEM simulation. In ICSMESP 2017 Proceedings. Prague, Czech Republic: s ISSN: Popis: Článek je zaměřen na testování materiálových vlastností recyklované pryže, které má potenciál jako vhodný materiál pro výrobu absorbérů energie. V článku byly provedeny dopadové a tlakové testy pro popis materiálových vlastností. Výsledky testů jsou porovnávány s výsledky MKP simulace v programu ASNSYS/AUTODYN. Cíl: Cílem článku bylo ověření Impaktního zařízení při testování i jiného materiálu než je mikroprutová struktura vyrobé ná technologií SLM. Přínos pro Ph.D.: Výsledky z tohoto články ukazují dobrou shodu získaného materiálového modelu a reálných testů gumového materiálu. Tím je ověřena správnost měřených výsledků pryžového materiálu a ukázána jez možných cest získání materiálového modelu pro mikro prutovou strukturu. Konference: WorldPM 2015 (recenzovaný konferenční článek v databázi Scopus); Článek: Research about the Influence of Process Parameters of Selective Laser Melting on Material EN AW 2618 Citace: KOUKAL, O.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; VRÁNA, R.; ZIKMUND, T.; PANTĚLEJEV, L. Research about the Influence of Process Parameters of Selective Laser Melting on Material EN AW In Euro PM2015 Proceedings. Reims, France: s ISBN: Popis: Článek je zaměřen na nalezení optimálních procesních parametrů pro hliníkovou slitinu EN AW Článek se zabývá vzorky tvaru kostky 5x5x5 mm. V průběhu testování byly zkoumány různé procesní parametry výkon laseru, rychlost laseru, teplota základní desky, poloha na desce, strategie výroby. 59

62 Konference: icat 2014 (konferenční článek); Článek: Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM Citace: KOUTNÝ, D.; VRÁNA, R.; PALOUŠEK, D. Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM. In 5th International Conference on Additive Technologies icat2014. Ljubljana: Interesansa, s ISBN: Popis: Článek se zabývá vlivem orientace výroby tenkých prutů na jejich reálné rozměry. Výsledkem jsou trendové charakteristiky reálných průměrů pro běžně používané rozměry prutů a úhlů uvnitř prutových strukturovaných materiálů. Byly provedeny mechanické testy tenkých prutů pro získání reálných vlastností. 60

63 9 ZÁVĚR Toto pojednání ke státní doktorské zkoušce shrnuje současné poznatky z oblasti kovové aditivní technologie Selective Laser Melting (SLM). V současném stavu poznání se práce zabývá čtyřmi různými oblastmi, které jsou důležité pro uskutečnění cíle disertační práce. Největší důraz je kladen na výzkum procesních parametru technologie SLM a výzkum absorpčních vlastností a impaktní odolnosti mikroprutové struktury vyrobené technolgií SLM na navrženém experimentálním zařízení. Pojednání se dále zabývá vytvořením materiálového modelu a oblastí predikce absorpčních vlastností materiálu pomocí nelineární dynamické analýzy. Na základě poznatků ze současného stavu poznání byly definovány cíle disertační práce a vědecká otázka a metodický postup řešení. Část pojednání disertační práce obsahuje popis současného stavu řešení disertační práce, z kterého již bylo publikováno 5 publikací, kde je řešitel hlavním autorem a 3 publikace kde je uvedený jako spoluautor. 61

64 10 BIBLIOGRAFIE [1] ŠMARDA, Jan. Biologie pro psychology a pedagogy. Vyd. 2. Praha: Portál, 2007, 420 s. ISBN [2] Apologetics Press. [online]. [cit ]. Dostupné z: [3] SANTOS, Edson Costa, Masanari SHIOMI, Kozo OSAKADA a Tahar LAOUI. Rapid manufacturing of metal components by laser forming. International Journal of Machine Tools and Manufacture. 2006, vol. 46, 12-13, s [4] ADER, C., M. BROSEMER, C. FREYER, H. FRICKE a D. HENNIGS. RESEARCH ON LAYER MANUFACTURING TECHNIQUES AT FRAUNHOFER. Fraunhofer Institute for Laser Technology ILT, Aachen, Germany Dostupné z: FF%20Papers%202004/04-Ader.pdf [5] WALLACH, J.C. a L.J. GIBSON. Mechanical behavior of a three-dimensional truss material. International Journal of Solids and Structures. 2001, vol. 38, 40-41, s [6] ZHOU, J, P SHROTRIYA a W.O SOBOYEJO. On the deformation of aluminum lattice block structures: from struts to structures. Mechanics of Materials. 2004, vol. 36, issue 8, s [7] YAN, Chunze, Liang HAO, Ahmed HUSSEIN a David RAYMONT. Evaluations of cellular lattice structures manufactured using selective laser melting. International Journal of Machine Tools and Manufacture. 2012, roč. 62, s ISSN [8] HYDE, S. T. a G. E. SCHRODER-TURK. Geometry of interfaces: topological complexity in biology and materials. Interface Focus[online]. 2012, 2(5), DOI: /rsfs ISSN [9] WEHMÖLLER, M., P. H. WARNKE, C. ZILIAN, H. EUFINGER, K HOLLERBACH, S PERFECT, H MARTZ a E ASHBY. Implant design and production a new approach by selective laser melting. International Congress Series. 2005, vol. 1281, s

65 [10] BAEL, S. Van, Y.C. CHAI, S. TRUSCELLO, M. MOESEN, G. KERCKHOFS, H. Van OOSTERWYCK, J.-P. KRUTH a J. SCHROOTEN. The effect of pore geometry on the in vitro biological behavior of human periosteumderived cells seeded on selective laser-melted Ti6Al4V bone scaffolds. Acta Biomaterialia. 2012, vol. 8, issue 7, s [11] Výrobky z hliníkové pěny. MM Průmyslové Spektrum [online] [cit ]. Dostupné z: [12] KEMPEN, K., L. THIJS, J. VAN HUMBEECK a J.-P. KRUTH. Mechanical Properties of AlSi10Mg Produced by Selective Laser Melting. Physics Procedia. 2012, vol. 39, s [13] BRANDL, Erhard, Ulrike HECKENBERGER, Vitus HOLZINGER a Damien BUCHBINDER. Additive manufactured AlSi10Mg samples using Selective Laser Melting (SLM): Microstructure, high cycle fatigue, and fracture behavior. Materials. 2012, vol. 34, s [14] TSOPANOS, S., R. A. W. MINES, S. MCKOWN, Y. SHEN, W. J. CANTWELL, W. BROOKS a C. J. SUTCLIFFE. The Influence of Processing Parameters on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melted Stainless Steel Microlattice Structures. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2010, vol. 132, issue 4, s [15] SUARD, Mathieu, Pierre LHUISSIER, Rémy DENDIEVEL a Frédéric VIGNAT. Impact of EBM Fabrication Strategies on Geometry and Mechanical Properties of Titanium Cellular Structures. Fraunhofer Direct Digital Manufacturing Conference [16] KOUTNÝ, D.; VRÁNA, R.; PALOUŠEK, D. Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM. In 5th International Conference on Additive Technologies icat2014. Ljubljana: Interesansa, s ISBN: [17] LEARY, Martin, Maciej MAZUR, Joe ELAMBASSERIL, et al. Selective laser melting (SLM) of AlSi12Mg lattice structures. Materials & Design[online]. 2016, 98, [cit ]. DOI: /j.matdes ISSN [18] ABOULKHAIR, Nesma T., Nicola M. EVERITT, Ian ASHCROFT a Chris TUCK. Reducing porosity in AlSi10Mg parts processed by selective laser melting. Additive Manufacturing [online]. 2014, 1-4, s [cit ]. 63

66 [19] QIU, Chunlei, Sheng YUE, Nicholas J.E. ADKINS, Mark WARD, Hany HASSANIN, Peter D. LEE, Philip J. WITHERS a Moataz M. ATTALLAH. Influence of processing conditions on strut structure and compressive properties of cellular lattice structures fabricated by selective laser melting. Materials Science and Engineering: A [online]. 2015, vol. 628, s [cit ]. [20] YAN, Chunze, Liang HAO, Ahmed HUSSEIN a David RAYMONT. Evaluations of cellular lattice structures manufactured using selective laser melting. International Journal of Machine Tools and Manufacture [online]. 2012, 62, [cit ]. DOI: /j.ijmachtools ISSN [21] YAN, Chunze, Liang HAO, Ahmed HUSSEIN, Philippe YOUNG a David RAYMONT. Advanced lightweight 316L stainless steel cellular lattice structures fabricated via selective laser melting. Materials & Design[online]. 2014, 55, [cit ]. DOI: /j.matdes ISSN [22] ABELE, Eberhard, Hanns A. STOFFREGEN, Klaus KLIMKEIT, Holger HOCHE a Matthias OECHSNER. Optimisation of process parameters for lattice structures. Rapid Prototyping Journal [online]. 2015, 21(1), [cit ]. DOI: /RPJ ISSN [23] ZHANG, Baicheng, Lucas DEMBINSKI a Christian CODDET. The study ofthe laser parameters and environment variables effect on mechanical properties of highcompact parts elaborated by selective laser melting 316L powder. Materials Scienceand Engineering: A. 2013, vol. 584, s [24] YAHAYA, M.A., D. RUAN, G. LU a M.S. DARGUSCH. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. International Journal of Impact Engineering [online]. 2015, vol. 75, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng [25] HEBSUR, Mohan G., Ronald D. NOEBE a Duane M. REVILOCK. Impact Resistance of Lightweight Hybrid Structures for Gas Turbine Engine Fan Containment Applications. Journal of Materials Engineering and Performance[online]. 2003, vol. 12, issue 4, s [cit ]. DOI: / [26] SHEN, Y., W. CANTWELL, R. MINES a Y. LI. Low-velocity impact performance of lattice structure core based sandwich panels. Journal of Composite Materials [online]. 2013, vol. 48, issue 25, s [cit ]. DOI: /

67 [27] MINES, R.A.W., S. TSOPANOS, Y. SHEN, R. HASAN a S.T. MCKOWN. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering [online]. 2013, vol. 60, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng [28] DELROISSE, P. Comparison of the impact resistance of honeycombs and LBM lattice structures. Leuven (Belgie). Department of Materials Engineering, Katholieke Universiteit Leuven. [29] CRUPI, Vincenzo, Gabriella EPASTO a Eugenio GUGLIELMINO Impact Response of Aluminum Foam Sandwiches for Light-Weight Ship Structures. Metals. 1(1): DOI: /met ISSN [30] SMITH, M., Z. GUAN a W.J. CANTWELL. Finite element modelling of the compressive response of lattice structures manufactured using the selective laser melting technique. International Journal of Mechanical Sciences. 2013, vol. 67, č. 3, s [31] USHIJIMA, K., W. CANTWELL, R. MINES, S. TSOPANOS a M. SMITH. An investigation into the compressive properties of stainless steel micro-lattice structures. Journal of Sandwich Structures and Materials. 2011, vol. 13, issue 3, s [32] GÜMRÜK, R. a R.A.W. MINES. Compressive behaviour of stainless steel micro-lattice structures. International Journal of Mechanical Sciences. 2013, vol. 68, s [33] WANG, Yonghui, J.Y. Richard LIEW, Siew Chin LEE a Wei WANG. Experimental and analytical studies of a novel aluminum foam filled energy absorption connector under quasi-static compression loading. Engineering Structures [online]. 2017, 131, [cit ]. [34] GRYTTEN, Frode, Egil FAGERHOLT, Trond AUESTAD, Bernt FØRRE a Tore BØRVIK. Out-of-plane deformation measurements of an aluminium plate during quasi-static perforation using structured light and close-range photogrammetry. International Journal of Solids and Structures [online]. 2007, 44(17), ISSN [35] LABEAS, G a E PTOCHOS. Investigation of sandwich structures with innovative cellular metallic cores under low velocity impact loading. Plastics, Rubber and Composites [online]. 2013, 42(5), [cit ]. DOI: / Y ISSN [36] MINES, R.A.W., S. TSOPANOS, Y. SHEN, R. HASAN a S.T. MCKOWN. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering [online]. 2013, 60, [vid ]. ISSN X. 65

68 [37] WANG, Keyan. Calibration of the Johnson-Cook Failure Parameters As the Chip Separation Criterion in the Modelling of the Orthogonal Metal Cutting Process [online]. B.m., McMaster University. 66

69 Device for Testing Impact Resistance of Lattice Structures Panels Produced by the Selective Laser Melting R. Vrána 1, O. Koukal 2, D. Koutný 3, P. Krejčí 4, D. Paloušek 5 1 Brno University of Technology, Czech Republic; vrana@fme.vutbr.cz 2 Brno University of Technology, Czech Republic; koukal@fme.vutbr.cz 3 Brno University of Technology, Czech Republic; koutny@fme.vutbr.cz 4 Brno University of Technology, Czech Republic; krejci.p@fme.vutbr.cz 5 Brno University of Technology, Czech Republic; palousek@fme.vutbr.cz Abstract This article deals with a design of the experimental device for low velocity impact resistance tests of lattice structured samples. Samples were produced by additive manufacturing (AM) technology on Selective Laser Melting machine SLM 280 HL (SLM Solutions GmbH, Germany). The samples consisted of a repeating unitcells formed by thin trusses. Samples were made of aluminium alloy AlSi10Mg. The impact energy was set from 5 J to 55 J with regard to the size and the material of the test sample. The device was adapted for clamping samples in the form of square panels with dimensions from 30x30x20 mm to 120x120x60 mm and allows to change the indentors (sphere, cube, cylinder shape etc.). Strain gauges measured the reaction force when the indentor penetrates into the sample. Deformation of a sample was evaluated by 3D optical digitizing after a measurement on the testing device. Key words: Selective Laser Melting, Impact Resistance, Low-velocity, Lattice Structures, Impact energy 1. Introduction Selective Laser Melting (SLM) technology is an additive manufacturing process which uses a 3D data and a high-performance YLR laser for sintering of threedimensional parts from fine metal powder. Using the SLM, it is possible to pro-

70 duce lightweight structures which are formed by repeating regular unit-cells. The mechanical properties of these structures come close to those of a solid body, however their weight is significantly reduced. A unit-cell is usually represented by truss structure of various shapes [1]. Truss structured panels are potential adepts for protective mechanism applications because of their ability to absorb mechanical energy. Stiffness of the manufactured panels can be managed by the shape of the unit-cell, dimensions of trusses or by the used material. Impact tests examine resistance of truss structure sample against penetrating body. The tests are divided into the categories: low-velocity and highvelocity impact tests. Horizontal impact testers are used for high velocities above 50 m/s. They use a compressed gas pistol with nitrogen or helium for initiation of loading. Yahaya et al [2] investigates the ability of a structure to absorb energy by measuring the deflection of the sample. Hebsur et al [3] investigates penetration of the projectile through the sample with the horizontal impact tester. The maximum speed with no penetration and the lowest possible speed at which penetration occurs were evaluated [4]. For low impact speeds below 50 m/s, it is more suitable to use tower testers with a falling weight. Shen [5] and Mines [6] examine the ability of various materials with various structures to absorb impact energy. Both employ the same method for reaction force measurement using deformation element which is placed between the indentor and falling weight. Mines evaluate the deformation using laser- Doppler speedometer. Shen uses a high-speed camera for measurement of speed and deformation. Another studies by Delroisse [7] or Crupi [8] use X-ray tomography for a detailed analysis of deformation mechanism. In these publications, a sample is placed on the base plate without further clamping. 2. Testing device The device is designed for low-speed impact tests. It is of a vertical type with falling weight and comprises three major parts: the frame, the falling head and the indentor. The frame is made of aluminium profiles mounted to the base of a steel plate, the upper part is closed with a thin aluminium plate. Linear motion units allow vertical movement of the falling head with minimal friction loss. The falling head is held in the upper position by a permanent magnet. By activation of the switch a magnetic field of the permanent magnet is interrupted and the falling head is released. The magnet is fixed on crossbeam, which is fixed on the linear guide rods. The vertical position of the crossbeam can be manually set before the test. The falling head is equipped with eight 0.5 kg plates. Impact energy can be adjusted by changing the weight of the head and the position of the magnet up to 55 J. The impact energy is determined from potential energy. The impact velocity is determined from the equation (1).

71 1 2 mv E F mgh 2 (1),where m is weight, v is velocity, h is height, g is gravity acceleration and E f is friction loss. A deformation element made of aluminium alloy is fastened to the bottom of the falling head. On the element, there are strain gauges. The deformation element is threaded, on which a steel indentor of selected shape is fixed. The strain gauges are deformed upon the indentor impact into the sample. Signal from the strain gauges is recorded. deformation element Fig. 1. Device for testing impact resistance 2.1. Samples The testing device is designed for lattice structured panels made by SLM technology (machine SLM 280 HL - SLM Solutions GmbH, Germany). The panels are made of repeating unit-cell of AlSi10Mg, an aluminium alloy. The unit-cell of structures is made by thin bars with BCC orientation [6]. BCC truss structured panels with dimensions 60x60x20 mm (see Fig. 2) are tested in this article. The

72 unit-cell is 4x4x4 mm and diameter of bar is 1 mm. There are always 0.5 mm thin plates on the top and the bottom side. Fig. 2. BCC lattice structured panel 60x60x20 mm 3. Measurement Start button Strain gauges QuantumX Catman Easy Fig. 3. Measurement chain The device measures the reaction force of a sample during the impact load. The force is measured using strain gauges XY31-3/120. Strain gauges are placed on the deformation element. Signal is recorded using data acquisition system QuantumX MX410B. Sampling frequency was 48 khz. The measurement chain is showed in Fig.3. The deformation element is made of aluminium alloy EN AW 7075 and it is designed for optimal load of 10 kn (maximum allowable load is 65 kn) (Fig. 4). The proposal of the deformation element was carried by FEM analysis. The penetration of the indentor to the lattice structure panels was measured with 3D optical scanner (machine Atos Triple III Scan, GOM GmbH, Germany). For testing, the following parameters were used: the weight of the falling head m = 4.64 kg, the diameter of the indentor d = 16mm; fall height h = 1m. Fig. 4. Deformation element.

73 3.1. Results Fig. 5. Measured of impact energy Measured results are showed in Fig. 5. The graph shows that the reaction force is F = N for impact energy 45.5 J. The action takes 10-4 s. Penetration of indentor is measured using 3D optical scanner as is showed in Fig 6. Strain gauges validation was performed according to the relationship (2). mgh F s 0 (2), where m is weight, g is gravitiy acceleration, h is height and s is deep of penetration into sample. Calculated force is F 0 = N. Measurement error is 5,34%. It is difference between measurement force F and calculated force F 0. Fig. 6. Device for testing impact resistance

74 4. Conclusion In this article, the device for testing of impact resistance of lattice structured panels was described. The test measurements show that the measured force corresponds with the calculated force with error of 5.3%. Several changes were proposed based on the tests. The test specimens have to be fix to the base plate, due to bounce of samples. The bounce is due to the high samples stiffness. The device for impact testing will be used to test lattice structured panels with various shape and dimension of the unit-cell. It will be used to describe the mechanism of impact resistance of lattice structures. Acknowledgments: This work is an output of cooperation between GACR project GA S, project FSI-S and NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I 5. References 1. SMITH, M., Z. GUAN a W.J. CANTWELL. Finite element modelling of the compressive response of lattice structures manufactured using the selective laser melting technique. International Journal of Mechanical Sciences. 2013, vol. 67, č. 3, s DOI: /j.ijmecsci YAHAYA, M.A., D. RUAN, G. LU a M.S. DARGUSCH. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. International Journal of Impact Engineering [online]. 2015, vol. 75, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng HEBSUR, Mohan G., Ronald D. NOEBE a Duane M. REVILOCK. Impact Resistance of Lightweight Hybrid Structures for Gas Turbine Engine Fan Containment Applications. Journal of Materials Engineering and Performance[online]. 2003, vol. 12, issue 4, s [cit ]. DOI: / SHEN, Y., W. CANTWELL, R. MINES a Y. LI. Low-velocity impact performance of lattice structure core based sandwich panels. Journal of Composite Materials [online]. 2013, vol. 48, issue 25, s [cit ]. DOI: / MINES, R.A.W., S. TSOPANOS, Y. SHEN, R. HASAN a S.T. MCKOWN. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering [online]. 2013, vol. 60, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng DELROISSE, P.: Comparison of the impact resistance of honeycombs and LBM lattice structures. Leuven (Belgie). Department of Materials Engineering, Katholieke Universiteit Leuven. 7. CRUPI, Vincenzo, Gabriella EPASTO a Eugenio GUGLIELMINO Impact Response of Aluminum Foam Sandwiches for Light-Weight Ship Structures. Metals. 1(1): DOI: /met ISSN

75 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis Manuscript refereed by Mr Christoph Laumen (Linde AG, Germany) Impact Resistance of Lattice Structure made by Selective Laser Melting Technology Radek Vrána 1 (vrana@fme.vutbr.cz), David Paloušek 1 (palousek@fme.vutbr.cz), Daniel Koutný 1 (koutny@fme.vutbr.cz), Ondřej Koukal 1 (koukal@fme.vutbr.cz), Tomáš Zikmund 2 (tomas.zikmund@ceitec.vutbr.cz), Petr Krejčí 3 (krejci.p@fme.vutbr.cz) 1 (Brno University of Technology - Department of Mechanical Engineering, Technická 2, Brno, Czech Republic) 2 (Brno University of Technology - Central European Institute of Technology BUT, Technická 2, Brno, Czech Republic) 3 (Brno University of Technology - Section of Solid Mechanics, Mechatronics and Biomechanics, Technická 2, Brno, Czech Republic) Abstract This paper describes impact resistance of porous structures made by metal additive technology Selective Laser Melting (SLM). Porous structures are formed by repeated basic unit-cells composed of merged thin trusses. There were tested BCC types of structures made from material AlSi10Mg. Geometric parameters such as the diameter of the rod were changed.the samples were tested by the impact testing device with the spherical shape of the penetration body (indentor). The results show that the BCC structures with various truss diameters have various impact resistances and various energy absorbing capabilities. Graphs of penetration d/a (truss diameter/unit-cell length) and reaction force d/a were compared to determine the appropriate stiffness of samples for the specific impact energy. The results from this article will be used for validation of the prediction of impact resistance with using FEM analysis in the future. Keywords Selective laser melting, lattice structures, impact resistance, penetration, AlSi10Mg Introduction Selective Laser Melting (SLM) is a metal additive technology which allows to creation of metallic parts by sintering of very fine metal powder. The technology is suitable for producing components with complex shapes which are difficult to produce in conventional manner. Therefore, it is suitable for manufacturing lattice structured components. Such components are formed by repeating regular unitcells which are usually represented by truss structure of various shapes. The mechanical properties of these structures come close to solid body; however the weight of the component is reduced. Lattice structured panels have potential for protective mechanism applications, because of their ability to absorb mechanical energy. It can be used for components of a construction with higher importance, which could be under to impact loading. Stiffness of the manufactured panels can be controlled by the geometrical properties e.g. the shape of the unit-cell, dimensions of trusses or by the used material [1-3]. Liu et al. [4] studied behavior of tetrahedral lattice structures during impact tests. Experiments were performed using a standard mechanical testing machine. Results show that the maximum force increased by about 23% comparing quasi-static and dynamic loading. It was found that during impact loading the beams were more compressed before the occurrence of buckling. Shen et al. [5] studied the lattice structured panels made by SLM from titanium alloy. Deformations of samples were investigated using a scanning electron microscope. The results show that the properties of lattice structures are determined by the laser energy during the manufacturing process. Drop-weight tests show that the penetration behavior of the titanium lattice structure and aluminum honeycomb are similar. Shan et al. highlight that study of properties of lattice-structured material for use in highperformance lightweight components is required. Mines et al. [6, 7] studied the penetration behavior of sandwich panels with lattice structure core and foam core with composite skins. Results for drop-weight penetration show that these two porous materials are similar and comparable. They 1

76 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis suggest that there is still room for improvement of the impact resistance performance of the microlattice by changing the shape of the unit cell or the parent material (i.e. titanium). Several authors [4-11] compared lattice structured panels with different basic unit-cell or parent material with another porous material such as metal foam or honeycomb. In this article, lattice structured panels with different diameter of the truss of the basic unit-cell are tested to find the optimal stiffness of structure, which can absorb the defined impact energy. Material and Methods Testing device A drop-weight impact tester for low-speed impact tests was designed for studying the behavior of different structures. The weight of the falling head for impact testing was 5.07 Kg. The impact energy can be changed by the drop-height, which is the distance between the top plate of a sample and the indentor or by weights placed on the falling head. In the performed tests, the drop-height was set to 1 meter. A deformation element is placed at the bottom side of the falling head and carries the strain gauges for measurement of the impact force. At the bottom side of the deformation element, the steel indentor of spherical shape is fixed. For impact testing, the indentor with diameter of 16 mm was used. Measurement The strain gauges XY31-3/120 were used for measurement of the reaction force during the impact. Signal was recorded using the data acquisition system QuantumX MX410B with the sampling frequency of 96 khz. The depth of indentor penetration was calculated from the measured reaction force and validated with 3D optical scanner Atos Triple III Scan (GOM GmbH, Germany) Samples were analyzed using a micro Computed Tomography (µct). System GE phoenix v tome x L 240, equipped with a 300 kv/500w maximum power micro focus X-ray tube and the high contrast flat panel detector DXR250. Fig. 1 Drop-weight impact tester for low-speed impact tests 2

77 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis Samples Samples were manufactured using SLM 280 HL (SLM Solution GmbH). The machine allows to produce components from aluminum, steel and titanium alloys. Machine use a 400W fiber laser to melt the metal powder. All samples in this article were produced from AlSi10Mg alloy [12]. The samples (Fig. 2) for mechanical testing are lattice structured panels with dimensions of 40x40x16.8 mm 3. The samples consist of repeating BCC unit-cells with thin plate on bottom (t = 0.5mm) and top (t = 0.3 mm) sides. The bottom plate is used for fixation of samples with four bolts to the base plate of the impact tester. All unit-cells in the single sample are made by trusses with constant diameter (d). The size of the unit-cell edge length (a) is the same for all samples. The samples were designed with different relative densities and with different ratio d/a as is shown in Fig. 2b. Fig. 2 (a) Lattice structured panel with BCC unit-cell; (b) Table of sample dimensions 3. Results and Discussion The force was measured in time as shown in the plot in Fig. 3. In the right picture on the right, there are all tested samples, three series of four samples each. The red curves are the stiffest samples with truss diameter d= 1 mm and ration d/a = The black curves are the least stiff ones with truss diameter d = 0.4 mm and ration d/a = 0.1. In the graphs the time t = 0 s is the start of penetration of the indentor into the sample. In the left picture, one data series is shown Fig. 3 Force time curve of impact test (a) one data series; (b) all tested samples The value such as the maximal reaction force (MRF), time to MRF and time to end of penetration (EP) were obtained from force time graphs. The time to EP for all samples was obtained as the MRF minus 500N. This corresponds to the reality where if the energy is absorbed the force near the maximum force is measured for a longer time. The values are shown in Fig 4. The difference between the times to MRF and time to EP are shown in Fig 5b. 3

78 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis Fig. 4 Measurement data Because impact tests were very fast, it was necessary to record data with very high sampling frequency. In Fig. 3 shows that time distance for various dimensions of samples takes various times. If the lattice structured panel is too stiff, the indentor does not penetrate into the structures and bounces back. Then the action is very short and the deformation of samples is very small. If the lattice structured panel is less stiff then the indentor penetrates into the structures. The impact energy is absorbed by the bending deformation of trusses and crushing of the whole lattice structure under the indentor. Then the indentor bounces back only by a small distance or not at all. The the action takes a long time and the deformation of the samples is large. The mechanism of absorption of impact energy and deformation of lattice structures was described by Mines et al. [7] The penetration of the indentor describes mechanical and damping properties of lattice structured plates. It was calculated by the numerical integration of the acceleration of the falling head during the impact test. Using penetration it can be created force versus penetration graphs as is shown in Fig. 5a Fig. 5 (a) Force - penetration graph; (b) Impact time 4

79 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis Samples were scanned by the optical scanner Atos Triple III scan for validation of the calculated penetration. The difference between the calculated value and the measured value are shown in Fig 6b. The graphs of penetration d/a and reaction force d/a were compared to determine the appropriate stiffness (ratio d/a) of samples for the specific impact energy. Fig. 6 (a) Comparison of reaction force and penetration curves; (b) Penetration into the samples Mechanism of sample deformation was captured by a μct device and can be seen in Fig. 7. It can be observed that if the lattice structure is less stiff (d/a = 0.1), then the sample is completely crushed under the indentor. The impact energy is absorbed through the crush of the lattice structures. On the other hand, if the sample is too stiff (d/a = 0.25), then the lattice structure is not broken and the sample does not absorb the impact energy. In the Fig. 7 (d/a = 0.15), the best combination is shown when the sample absorbs a lot of energy (the deformation of lattice structures is large) and the sample was not completely crushed at the same time (d/a = 0.15). This confirms the results from Fig. 6a. Fig. 7 Deformation within the sample after the test (a) d/a = 0.1, (b) d/a = 0.15, (c) d/a= 0.2, (d) d/a = Conclusion Porous materials such as metal foams or honeycomb structures are nowadays used for energy absorption. Structured material with exactly defined properties can be produced via metal additive 5

80 Euro PM2015 AM Properties and Failure Analysis technology SLM. Such example is the BCC lattice structure. Mechanical properties, such as ability to absorb energy, can be controlled by cell length and truss diameter. In this article, BCC structures with ratio d/a = 0.1, 0.15, 0.2, 0.25 were analyzed to find optimal stiffness. By comparing the graphs (reaction force d/a and penetration d/a) optimum stiffness d/a = 0.15 was determined. The results from this article will be used to validate of the prediction of the impact resistance of lattice structures with using FEM analysis. Acknowledgements This work is an output of cooperation between GACR project GA S, project FSI-S and NETME Centre, regional R&D center built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up References [1] SMITH, M., Z. GUAN a W.J. CANTWELL. Finite element modelling of the compressive response of lattice structures manufactured using the selective laser melting technique. In-ternational Journal of Mechanical Sciences. 2013, vol. 67, č. 3, s DOI: /j.ijmecsci [2] YAN, Chunze, Liang HAO, Ahmed HUSSEIN, Philippe YOUNG a David RAYMONT. Advanced lightweight 316L stainless steel cellular lattice structures fabricated via selective laser melting. Materials. 2014, (55): DOI: /j.matdes [3] TSOPANOS, S., R. A. W. MINES, S. MCKOWN, Y. SHEN, W. J. CANTWELL, W. BROOKS a C. J. SUTCLIFFE. The Influence of Processing Parameters on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melted Stainless Steel Microlattice Structures. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2010, vol. 132, issue 4, s DOI: / [4] LIU, Jiagui, Stéphane PATTOFATTO, Daining FANG, Fangyun LU a Han ZHAO. Impact strength enhancement of aluminum tetrahedral lattice truss core structures. International Journal of Impact Engineering. 2015, 79: DOI: /j.ijimpeng ISSN x. Dostupné z: [5] SHEN, Y., W. CANTWELL, R. MINES a Y. LI. Low-velocity impact performance of lat-tice structure core based sandwich panels. Journal of Composite Materials [online]. 2013, vol. 48, issue 25, s [cit ]. DOI: / [6] MINES, R.A.W., S. TSOPANOS, Y. SHEN, R. HASAN a S.T. MCKOWN. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering [online]. 2013, vol. 60, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng [7] MINES, R.A.W., S. TSOPANOS, Y. SHEN, R. HASAN a S.T. MCKOWN. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. <i>international Journal of Impact Engineering</i>. 2013, <b>60</b>: DOI: /j.ijimpeng ISSN x. [8] YAHAYA, M.A., D. RUAN, G. LU a M.S. DARGUSCH. Response of aluminium honey-comb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. International Journal of Impact Engineering [online]. 2015, vol. 75, s [cit ]. DOI: /j.ijimpeng [9] DELROISSE, P.: Comparison of the impact resistance of honeycombs and LBM lattice structures. Leuven (Belgie). Department of Materials Engineering, Katholieke Universiteit Leuven. [10] CRUPI, Vincenzo, Gabriella EPASTO a Eugenio GUGLIELMINO Impact Re-sponse of Aluminum Foam Sandwiches for Light-Weight Ship Structures. Metals. 1(1): DOI: /met ISSN [11] HEBSUR, Mohan G., Ronald D. NOEBE a Duane M. REVILOCK. Impact Resistance of Lightweight Hybrid Structures for Gas Turbine Engine Fan Containment Applica-tions. Journal of Materials Engineering and Performance [online]. 2003, vol. 12, issue 4, s [cit ]. DOI: / [12] KOUTNÝ, D.; VRÁNA, R.; PALOUŠEK, D. Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM. In 5th International Conference on Additive Technologies icat2014. Ljubljana: Interesansa, s ISBN:

81 IMPACT RESISTANCE OF LATTICE STRUCTURE MADE BY SELECTIVE LASER MELTING FROM AlSi12 ALLOY RADEK VRANA 1, DANIEL KOUTNY 1 DAVID PALOUSEK 1, TOMAS ZIKMUND 2 1 Department of Mechanical Engineering Brno University of Technology, Brno, Czech Republic 2 Central European Institute of Technology BUT Brno University of Technology, Brno, Czech Republic DOI: /MMSJ.2015_12_ vrana@fme.vutbr.cz This article describes the impact resistance of lattice structure made by metal additive technology Selective Laser Melting using AlSi12 aluminum powder material. Powder particle distribution was analyzed for verification of distribution and shape of particles. Samples of lattice structure are composed of three segments. The main part lattice structure is made from repeated Body Centered Cubic (BCC) unit-cell composed of four thin trusses. The other parts are thin plates on upper and bottom side of the sample. Four series of BCC lattice-structured samples with different diameter of the truss were designed. The samples were tested by the impact testing device with the spherical shape of indenter. During tests the samples were fixed to the base plate using four bolts. The measured data were used for calculation of the absorbed energy using numerical integration in software MATLAB. The results show that the BCC structures with the diameter of the truss d = 0.8 mm have the best combination of stiffness and energy absorption for the parameters of the impact test. KEYWORDS Selective Laser Melting, lattice structure, impact resistance particle distribution, energy, AlSi12 1. INTRODUCTION Selective Laser Melting (SLM) is a metal additive technology which produces parts from very fine metal powder using a high-performance laser beam. Metal parts are built layer by layer in the powder bed due to this technology is suitable for producing components with complex shapes and very fine mechanical properties. An example of such components are porous structures composed of periodical truss cells which are called lattice structured materials. These parts are used especially in air- or spacecraft for their low weight and good mechanical properties. SLM technology also enables to produce parts which are topologically optimized without the need of modifying the final piece for the production by conventional technologies. [Smith 2013], [Tsopanos 2010], [Yan 2014] Lattice structured material produced by SLM is one of many type light-weight materials which have potential for protective mechanism applications. Currently the metal foams or honeycombs produced by conventional technologies are used. The advantage of the lattice structured material produced by SLM is that its stiffness can be controlled by the geometrical properties (the shape of the unit-cell, dimensions of trusses and unit cells, used material). [Yahaya 2015], [Shen 2013] [Shen 2013] studied a range of stainless steel and titanium alloy lattice structures manufactured using SLM technology. The influence of manufacturing parameters on the properties of lattice structures was studied through a series of single-filament tensile tests. The quasi-static and low-velocity penetration behavior of lattice structures panels has been examined. Deformations of samples were investigated using a scanning electron microscope. The results show that the properties of lattice structures are determined by the laser energy during the manufacturing process. Drop-weight tests (up to 6 m/s) show that the penetration behavior of the titanium lattice structure and aluminum honeycomb are similar. [Mines 2008] studied the penetration behavior of sandwich panels with lattice structure core and foam core with composite skins. This behavior is important during impact of foreign objects and perforation of sandwich structures. Results for drop-weight penetration show that lattice structured material and metal foam are similar and comparable. They suggest that there is still potential for improvement of the impact resistance performance of the micro-lattice by changing the shape of the unit cell or the parent material (i.e. titanium). In the further work [Mines 2013] studied the drop weight (low velocity) behavior of BCC lattice structured panels (100 x 100 mm) with carbon fiber reinforced polymer (CFRP) skins. The lattice structure is produced by SLM technology from Stainless steel 316L a Ti6Al4V titanium alloy. The mechanical behavior of the micro lattice structured panels is compared to aluminum honeycomb which were produced by conventional technologies. [Liu 2015] studied behavior of tetrahedral lattice truss core under impact loading. Experimental investigations were performed using a standard mechanical testing machine. Results showed that the peak of force increased about 23% from quasi-static loading to dynamic loading. The lattice structured panel was able to transfer higher load in dynamic loading. Several authors [Herburt 2003], [Mousanezhad 2014] compared lattice structured panels with different basic unit-cell or parent material with another porous material produced in conventional technologies such as metal foam or honeycomb. In this article, BCC type of lattice structure is used because the mechanical properties and deformation of BCC structure are well described in the literature. This will be useful for further development of FEM model and understanding of its impact deformation. The samples are made from AlSi12 powder which is very light and common material for SLM application with good mechanical properties and therefore is suitable also for aircraft industry. The samples with different ratio d/a (d diameter of the trusses of unit cell; a the length of the unit cell size) are tested to find the optimal setup of these geometrical parameters for maximum absorption of the energy. Absorbed energy by lattice structured is calculated. 2 MATERIAL AND METHODS 2.1 Selective Laser Melting Technology Samples were manufactured using SLM 280 HL device (SLM Solution GmbH). Machine is equipped with 400W ytterbium fiber laser which allows to produce components from aluminum, steel and titanium alloys. The laser has a Gaussian beam profile. For manufacturing the samples from aluminum alloy AlSi12 following laser parameters were used (Tab. 1). Distribution of powder was examined by laser size analyzer. Process parameters Border Volume Laser speed 500 mm/s 930 mm/s Power output 350W 350W Focus offset 1 1 Layer thickness 50 µm 50 µm Platform heated 120 C 120 C Oxygen level % % Atmosphere nitrogen nitrogen Table 1. SLM process parameters 2015 DECEMBER SCIENCE JOURNAL 849

82 2.2 Samples The lattice-structured samples for impact testing are shown in Fig. 1a. They are created from three segments the upper plate (t = 0.3 mm), the bottom plate with fixing holes (t = 0.5 mm) and the structured part in the middle. The structured part of the sample is created by the repeating BCC (Body Centered Cubic) unit cell composed of four trusses (Fig. 1b). Dimensions of the lattice-structured part of the sample were 40 x 40 x 16.8 mm. Four series of samples with various d/a ratio (d diameter of truss; a the length of the unit cell size) were designed. Parameters of series are shown in Tab.2. All unit-cells in the single sample are made by trusses with constant diameter (d). The size of the unit-cell edge length (a) is the same for all samples. 2.4 Evaluation To explore the internal damage of the lattice structure, four samples were analyzed using a micro Computed Tomography (µct). System GE phoenix v tome x L 240 is equipped with a 300 kv/500 W maximum power micro focus X-ray tube and the high contrast flat panel detector DXR250. The microct measurement was carried out at 150 kv and 200 µa acceleration voltage and X-ray tube current, respectively. The exposure time was 400ms in every of 2000 positions around 360. The tomographic measurement was performed at the temperature of 21 C and the voxel size of obtained volume was 60 µm. The penetration of all samples was me asured with 3D optical scanner Atos Triple III Scan (GOM GmbH, Germany) and GOM Inspect software. Before the scanning process, the samples were matted by spraying of thin layer of chalk powder. The samples were scanned on a rotary table in ten positions. Figure 1. (a) Lattice structured samples (b) Body Centered Cubic (BCC) unit cell Series d/a Dimensions of Samples d [mm] a [mm] Volume [mm 3 ] Relative density [%] % % % % Table 2. Dimensions of Samples 2.3 Impact Measuring Station The impact resistance of samples was tested using a drop-weight impact tester (Fig. 2). The principle of the impact tester is based on change of a kinetic energy of the falling head to the impact energy of indenter. The reaction force during penetration was measured with strain g auges XY31-3/120 which were placed on the deformation element. Signal was recorded using the data acquisition system QuantumX MX410B (HBM GmbH) with the sampling frequency of 96 khz. The penetration body (indenter) had a spherical shape. Following parameters of the impact test were used weight of falling head: m = 5.75 kg; drop height: h = 1 m; Diameter of indenter: d = 16 mm. Figure 3. Analysis of dimensions To evaluate the penetration fitting elements of ideal shape were created (Fig. 3). In the first step the fitting plane on upper side was created. In the next step, an imprint of indenter was selected to create the fitting sphere. Then the center of the sphere was used to create a perpendicular line to the plane (from the first step). Using the line, the intersection points P1 (between line and plane) and P2 (between line and sphere) were founded. In the last step, a distance between points P1 and P2 was measured. This process was followed for all lattice structure samples. 3 RESULTS AND DISCUSSION 3.1 AlSi12 Powder Characterization AlSi12 metal powder from SLM Solution GmbH was used for manu-facturing the samples. The powder was produced using gas atomization technology and the particle size distribution was analyzed for quality verification. For the analysis, Horiba LA-960 laser particle size analyzer was used. Median size of particles is 47 µm, mean size is 49.3 µm and the standard deviation is 17.3 µm. Particle size up to 29.2 µm represent 10% and particle size up to 73 µm represent 90% o f particle size distribution (Fig. 4a). According Figure 4. (a) Particle size distribution of AlSi12 aluminum alloy (b) SEM image of metal powder the powder distribution the layer thickness of 50 µm was used during the experiments. To determine morphology of the powder a Zeiss Ultra-Plus 50 Scanning Electron Microscopy (SEM) was used (Fig. 4b). Figure 2. (a) Impact measuring station (b) schematic description 3.2 Mechanical Testing For mechanical testing the impact tester was used (Fig. 2). During the mechanical test, the reaction force in time was measured. In the Fig. 5a, DECEMBER SCIENCE JOURNAL

83 real F t data record from strain gauges are shown. There are a lot of peaks on F t data record. That is because the falling head bounces off the sample and falls down again. To determine the impact resistance, only the first peak was used. In the Fig. 5b, the first peak of F t data record is shown. In the Fig. 6a, the d ata records for one series of samples (four samples with d/a = 0.1; 0.15; 0.2; 0.25) are shown. The time t = 0 s is the start of the indenter penetration into the sample. From F t data record, maximum force was obtained (Tab. 3). After the mechanical testing, all samples were scanned with 3D optical scanner Atos Triple III Scan (GOM GmbH, Germany) and evaluated in GOM Inspect software. Evaluated values are shown in Tab. 3. The impact tester principle is based on a change of a kinetic energy to the impact energy. For description of the energy conversion, a simplified equation was used: Figure 6. (a) The F t data records of one samples series (b) Numerical integration of impact energy (1) (2) (3) where E P =m g h is the potential energy, E K is the kinetic energy of the falling head, E F is t he energy lost through friction in a linear motion, E A is the absorbed energy in lattice structured sample, E T is the energy absorbed due t o elastic deformation of the impact tester base plate during deformation of the sample and E B is the remaining energy with which falling head bounces off the sample. It is part of the energy which was not be able to absorb in the sample. Whereas the E B energy has not been measured or evaluated and E F is insignificant compared with other components of energy. Absorbed energy corresponds with deformations of lattice structured panels. Therefore the F t data records and penetration values from GOM Inspect software were used to d etermine of the absorbed energy. The measured reaction force was divided by weight of the falling head to obtain negative acceleration a (deceleration) of the falling head in the lattice structured samples. Then equations (2), (3), (4) were used to obtain the absorbed energ y E A. By nu merical integration of F s data records, E(s) energy was obtained which consists of E A and E T energies. The absorbed energy E A was obtained by integration of the first part of F s data from s = 0 up to penetration value determined by optical measurement (Fig. 6b). The second part of F s data, from penetration value up to zero value of the reaction force, was integrated to obtain energy (E T ) absorbed by elastic deformation of the impact tester (base plate), as is shown in Fig.6 b green line. ( 4 ) (5) ( 6 ) Figure 7. (a) Energy absorbed by the lattice structure (b) stiffness of the lattice structure The numerical integration was performed in software MATLAB. The obtained values are in Tab. 3. Average values (from four samples) are shown in graph in Fig. 7a. Measured data d [mm] Name Reaction force [N] Penetration [mm] Impact energy [J] ,095 47, ,825 46, ,436 47, ,281 48, ,929 50, ,959 50, ,969 50,92 50, ,825 50, ,299 52, ,55 53, ,35 53,04 53, ,562 53, ,226 49, ,309 49, ,288 49,67 49, ,214 49,54 Table 3. Measurement data Figure 5. (a) Real F t data record from impact testing (b) The first peak from F t data record (7) 4. CONCLUSION At present, porous materials such as metal foams or honeycomb are used for energy absorption applications. These porous materials are produced by conventional technologies from aluminum alloy. By using additive manufacturing technology, it is possible to produce a lattice structure with exactly defined properties which can be used in special types of industry like aerospace. Thanks to that, the properties of lattice structure, such as stiffness or absorption of energy (amount of absorbed energy, deformation rate, structural failure and depth of penetration) can be controlled. In this article, sixteen samples of lattice structure from AlSi12 aluminum alloy were tested to obtain the impact resistance and the absorbed energy during the impact testing. The BCC lattice structure samples with ratio d/a = 0.1, 0.15, 0.2, 0.25 were analyzed to find optimal combination of geometrical parameters (diameter of the trusses; the 2015 DECEMBER SCIENCE JOURNAL 851

84 length of the unit cell size) for maximal impact energy absorption. Initial values for the ratio d/a were selected based on preliminary study in this area ([Shen 2013]). Using the absorbed energy from numerical integration, E(s) d/a graph was created (Fig. 7a). There interesting regions can be seen from the constructed graph. The first part from d/a = 0 up to d/a = 0.1 represent structures with relatively low stiffness. These samples are completely crashed under the indenter (Fig. 8d). The stiffness of this lattice structure is suitable for applications with low impact energy or for applications where low reaction deceleration is necessary and a large deformation is possible. The second part of the graph, from d/a = 0.1 up to d/a = 0.2 represent structures with optimal absorptivity (but just in scope of tested impact energy). Although these samples are only partially crushed by the indenter (Fig. 8b, 8c) they absorbed more energy, than the first ones. The third part of the graph with d/a = 0.2 and higher represents lattice structure with highest stiffness. These samples absorbed only part of impact energy and the rest was bounced off. The stiffness of this lattice structure is suitable for applications with higher impact energy or for application where only small deformation is allowed or high deceleration is required (Fig. 8a). In the graph (Fig. 7a), it is shown that increasing the ratio d/a up to 0.25 does not make sense (for presented testing parameters impact energy, shape of indenter). because the sample is too stiff and already does not absorb energy. Among all experiments, the samples with truss diameter d = 0.8 mm absorbed the highest amount of energy. The results from this article will be used for validation of the prediction an impact resistance of lattice structure with using FEM analysis. In the future, it will be also studied the influence of the indenter (shape, size) and impact energy of falling head on the absorbed energy and ideal d/a ration of lattice structure. Figure 8. Cross-section of impact samples: a) Ø 1 mm, b) Ø 0.8 mm, c) Ø 0.6 mm, d) Ø 0.4 mm ACKNOWLEDGEMENTS This work is an output of research and scientific activities of NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the followup sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I. REFERENCES [ He b s u r ] Hebsur, Mohan G. et al. Impact Resistance of Lightweight Hybrid Structures for Gas Turbine Engine Fan Containment Applications. Journal of Materials Engineering and Performance. 12(4): ISSN [L i u ] Liu, J. et al. Impact strength enhancement of aluminum tetrahedral lattice truss core structures. International Journal of Impact Engineering. 2015, 79: ISSN x. [ Mi n e s ] MINES, R.A.W. et al. Local Effects during Indentation of Fully Supported Sandwich Panels with Micro Lattice Cores. Applied Mechanics and Materials. 2008, 13-14: ISSN [ Mi n e s ] MINES, R.A.W. et al. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering. 2013, 60: ISSN x. [Mousanezhad 2014] Mousanezhad, D. et al. Impact resistance and energy absorption of regular and functionally graded hexagonal honeycombs with cell wall material strain hardening. International Journal of Mechanical Sciences. 2014, 89: ISSN [Sh e n ] Shen, Y. et al. Low-velocity impact performance of lattice structure core based sandwich panels. Journal of Composite Materials. 2014, 48(25): ISSN [Smith 2013] SMITH, M. et al. Finite element modelling of the compressive response of lattice structures manufactured using the selective laser melting technique. International Journal of Mechanical Sciences. 2013, 67: ISSN [ Ts o p a n o s ] Tsopanos, S. et al. The Influence of Processing Parameters on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melted Stainless Steel Microlattice Structures. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2010, 132(4): ISSN [Ya h a y a ] Yahaya, M.A. et al. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. International Journal of Impact Enginee r ing. 2015, 75: ISSN x. [Yan 2014] Yan, Ch. et al. Advanced lightweight 316L stainless steel cellular lattice structures fabricated via selective laser melting. Materials. 2014, 55: ISSN CONTACT Ing. Radek Vrana Faculty of Mechanical Engineering Department of Mechanical Engineering Brno University of Technology Technicka 2896/2, Brno : vrana@fme.vutbr.cz DECEMBER SCIENCE JOURNAL

85 Influence of Selective Laser Melting Process Parameters on Impact Resistance of Lattice Structure made from AlSi10Mg Radek Vrána 1 (vrana@fme.vutbr.cz), Daniel Koutný 1 (koutny@fme.vutbr.cz) David Paloušek 1 (palousek@fme.vutbr.cz), Tomáš Zikmund 1 (tomas.zikmund@ceitec.vutbr.cz), 1 (Brno University of Technology - Faculty of Mechanical Engineering, Technická 2, Brno, Czech Republic) ABSTRACT Selective Laser Melting (SLM) is one of metal additive technologies (AT) which allows manufacturing of components with very complex shape. One of the perspective examples, difficult to make by other technologies, are lattice structures. Lightweight components with good mechanical properties can be created due to AT. This study describes the influence of SLM process parameters such as laser power and laser scanning speed on the impact resistance of lattice structures with body centered cubic (BCC) unit cells. Wide range of process parameters with laser power of 100 W 400 W and laser scanning speed of mm/s were explored to determine the optimum set up for fabrication of lattice structures. The as-fabricated truss size, morphology and internal porosity were investigated using X-ray micro tomography (mct). Samples for mechanical testing were tested using drop-weight impact tester to compare absorbed energy for standard process parameters and new parameters. Result from impact testing were correlated with set up process parameters of SLM technology. Keywords selective laser melting, lattice structures, porosity, process parameters, impact resistance, AlSi10Mg 1) INTRODUCTION Selective Laser Melting (SLM) is an additive manufacturing process for production of metal components directly from 3D CAD data and powder material using high power laser beam. With additive way of manufacturing, it is possible to produce parts of highly complex shape that are not manufacturable by other technologies. One of the examples is a lattice structure which is formed by repetition of the basic cell (Figure 1 a, b) consisting of thin trusses. This produces a truss structure which has good characteristics with significant reduction of the weight. Lattice structures of metal alloys are used today e.g. in aviation and aerospace, where the emphasis is laid on very good mechanical properties and also low weight. To use lattice structures in these industries it is necessary to produce components with known properties without material and geometrical defects. Mechanical properties of such objects needs to be predictable using FEM analyses, otherwise the use in aerospace is not possible. Production using SLM technology is affected by many process parameters that have a significant effect on the final properties of manufactured parts. Among the major influencing parameters are e.g. laser power, laser scanning speed, thickness of the applied layer, distance between the trajectories of the laser beam, diameter of the laser beam or scanning direction. Using wrong combination of parameters, it is possible to create an unsatisfactory structure that will have unexpected properties [1]. Chunlei et al. [2] investigated the influence of the laser power and the scanning speed on the diameter, shape and porosity of the trusses. They subsequently examined the influence of these parameters on the mechanical properties of the structures made of AlSi10Mg material. The authors found a linear dependence between the truss diameter and increasing laser power. They used a constant laser speed (LS) of 3500 mm/s while the laser power (LP) was changed from 150 W to 400 W. Along with the laser power the diameter of trusses changed from 260 to 500 μm. The nominal diameter of the trusses in the lattice structure cells was 300 μm. Using the high speed camera, they also found out that the width of the molten pool is much bigger for parameters LP = 400 W; LS = 7000 mm/s than for LP = 150 W; LS = 7000 mm/s, which is certainly the reason why the diameter of the trusses is increasing with rising laser power. Laser interaction with the melt pool was also recognized more unstable for the first case (molten material straying out of the melt pool), which may give reason for larger porosity and surface roughness.

86 Leary et al. [3] studied the mechanical properties of the lattice structure made of AlSi10Mg material manufactured by SLM under optimized process conditions. Research of process parameters was conducted on cube samples with a = 4 mm, while the values of the laser power and speed were changed. They also investigated the manufacturability of structures with different geometry and orientation of trusses in the unit cell. For structures made quantify surface roughness and mechanical properties. The best structures achieved the 98.86% density with following parameters (LS = 921 mm/s, LP = 350 W, hatch spacing HS = 0.19 mm, layer thickness LT = 50 μm). Yan et al. [4] described the phenomenon of sticking of powder to the underside of the truss due to heat transfer to the powder material. Sticking of the powder increases with the decreasing angle of the trusses. The same behavior was observed by Abele et [5], they partially explain this effect by cutting the truss into individual layers. Which result in stair effect, where each upper side of the step affix powder. A possible minimization could be reached by using lower layer thickness. Koutný et. al. [6] examined the influence of the orientation of trusses during the production onto its average real diameter. The samples produced were scanned by 3D optical scanner and evaluated by maximum inscribed cylinders inside the trusses. Correction parameters for the production of trusses with accurate size were proposed. Using the tensile tests, the impact of correction parameters on the mechanical properties of the trusses was confirmed. One possible application of lattice structure is energy absorption during its deformation. Due to favorable mechanical properties, there is no sudden failure of the whole structure, but the layers/cells are progressively deformed. The structure is not completely disintegrated and still it can be able to fulfill other functions. Conventionally manufactured materials as honeycombs and metal foams [7] are currently used for such applications. One of the prominent advantage for the use of lattice structure as deformation material is the ability to accurately design stiffness of a structure, which cannot be done by metal foams [8]. This article aims to address both areas. The first experiments focus on the influence of process parameters on the dimensional and material characteristics of produced BCC lattices. The second type of experiments are focused on impact resistance of lattice structures made with different process parameters. The results of both parts are compared. 2) MATERIAL AND METHODS 2.1 Samples There were two types of samples. The series (A) was a lattice structure cube with dimensions 20x20x20 mm. The lattice structure was created by repeating body centered cubic (BCC) unit cell composed of four trusses (a = 4mm; d = 0,6mm) (Figure 1a). These samples were used for evaluation of influence on trusses diameter of the lattice structure and for creation of process map of process parameters. The series (B) was the lattice structure panel with dimensions 40x40x16,8 mm (Figure 1c). They consist of three segments: upper plate with thickness 0,3mm, lattice structure in the middle (the same unit cell as in sample A), bottom plate with fixation holes and thickness 0,5mm [9]. These samples were used for evaluation of impact resistance of lattice structure made with various process parameters. a a) b) c) a a Figure 1. (a) Lattice structure unit cell (b) Sample (A) for testing of process parameters (c) Sample (B) for impact resistance testing.

87 2.2 Selective Laser Melting Additive manufacturing system SLM 280 HL (SLM Solution GmbH) was used for production of all samples. The machine is equipped with 400W ytterbium laser with Gaussian beam profile. The sample series (A) was manufactured under nitrogen atmosphere with different set of parameters. The impact testing samples (B) were manufactured with selected perspective process parameters resulting from the series A. Other process parameters like platform heating (PH) and layer thickness (LT) were the same for all samples (PH = 120 C; LT = 50µm). AlSi10Mg metal powder material used for samples manufacturing was supplied by TLS Technik GmbH. The median size of the particles of metal powder was 40,7 μm, the mean size was 41,4 μm and standard deviation was 12,9 μm. 2.3 Impact Testing Low-speed impact tester (Figure 2) was used for evaluation of impact resistance properties like absorbed energy and maximum force during impact test. The fundamental principle of the impact tester is a change of potential energy to kinetic energy during the fall of the known weight. Impact tester measures the reaction force during the hit of the weight onto the sample using a strain gauges and an accelerometer. Signal from both sensors was recorded using the data acquisition system QuantumX MX410B with the sampling frequency of 96 khz. For impact testing the weight of 1.75kg and the height of 1m were used. magnet base permanent magnet falling head linear motion def. element sample indenter base Figure 2. (a) Impact measuring station; (b) schematic description 2.4 Evaluation of real diameter of trusses Lattice structures are systems consisting of many thin trusses. Even a small change in diameter of the single repeating truss can affect the mechanical properties of the whole lattice structure. Therefore, for the good prediction/simulation of the lattice structure behavior it is necessary to know the real minimal and maximal diameters of the trusses [6,10]. In this case, four single corner trusses on each sample (A) were measured using optical scanner (OS) Atos Triple III Scan (MV170 lens; calibration was carried out according VDI/VDE 2634, Part 3). Accuracy of truss diameters were evaluated using three characteristics measured on each evaluated truss. The Gaussian cylinder was used for identification of the truss axis. Maximum inscribed cylinder was measured for identification evaluation of the smallest real diameter of the truss which is carrying load. Minimum circumscribed cylinder was measured for the biggest diameter of the truss identification (Figure 3). Accuracy of the truss manufacturing was evaluated by subtraction the smallest from the biggest truss diameter. To explore real diameter of 32 trusses in more detail and inside the lattice structure sample six samples (A) with best results were selected for micro computed tomography (mct) analysis.

88 Gaussian cylinder Surface of the truss Minimum circumscribed cylinder Maximum inscribed cylinder Figure 3. (a) Measurement of trusses diameter of single corner truss Selected samples were analyzed using a micro Computed Tomography (mct). Used system GE phoenix v tome x L 240 is equipped with a 300 kv/500 W maximum power micro focus X-ray tube and the high contrast flat panel detector DXR250. The mct measurement was carried in 2000 positions around 360. The tomographic data was reconstructed in the VG Studio 2.0 and the voxel size for the six lattice samples was 50 μm. Chosen samples were measured with higher magnification, where the resulting voxel size was 20 μm. It allowed evaluation of internal porosity of the trusses inside the structure. 3) RESULTS AND DISCUSSION 3.1 SLM Technology Process Parameters Table 1. Min. diameters of the samples (OS) [W] Table 2. Max. diameters of the samples (OS) Table 3. Min. diameters of the samples (mct) Table 4. Max. diameters of the samples (mct) [mm/s] Figure 4. Manufactured samples of (A) series Figure. 4 shows the manufactured samples of (A) series on the platform. Figure. 4 also shows areas with very unsuitable combinations of process parameters. Two samples with 100 W laser power were not even successfully built. The other samples were discarded on the basis of bad results of digitizing surfaces because trusses quality of samples were very bad. They were marked with the crosses in the tables 1, 2.

89 The remaining samples were measured using 3D scanner to evaluate the size of real truss in four corners of the all samples. The average values of diameters (from four corner trusses) are shown in the tables 1, 2. Minimal truss diameter is always smaller than the nominal diameter d = 0,6mm except samples with parameters LP = 350 W; LS = 1000 mm/s and LP = 400 W; LS = 1000 mm/s (Table 1, 2). The results of the minimal circumscribed cylinders from optical measurement are in the table 1. Tables also show the diameter of the trusses increases from laser power 100 W to 400 W and decreases from 1000 mm/s to 4000 mm/s. Comparable results were found in [2]. Samples with the smallest differences between minimal and maximal diameter of the trusses were selected for further evaluation using mct. The purpose was to describe and evaluate the truss diameter in the 32 places inside the lattice structure. Samples evaluated using mct are marked with the red boxes in the tables 1, 2. The average values of diameters (from 32 trusses inside the lattice structure) are shown in the tables 3, 4. Small differences between values obtained by optical digitization and mct measurement are most probably caused by the threshold and voxel size setup [11] during processing of mct results (Figure 5). Two samples with lowest deviation of truss diameter were analyzed again using mct to evaluate porosity of the material (green cells in Tables 3, 4). During second mct measurement smaller area of structure was analyzed to reach better voxel resolution and more detail description of porosity. It showed, that the difference of internal porosity of trusses does not significantly change with the laser scanning speed. Figure 5 shows the values and distribution of the porosity inside the individual trusses for both analyzed samples. The distribution seems to be uniform over the height of the truss, also it is clear, that the larger pores are formed in the area of truss connection. a) density 99,3% b) density 99,4% Figure 5. Porosity inside the truss (a) LP = 350 W; LS = 3000 mm/s; (b) LP = 350 W; LS = 1000 mm/s 3.2 Impact Testing For evaluation of impact resistance properties, the samples (B) with LP = 350 W and various LS (from 500 to 4000 mm/s) were selected. Fig. 06 shows influence of LS on mechanical properties of lattice structure. Due to decreasing the diameter, the maximum reaction force needed for failure is lower. When the laser speed is decreased, lattice structure is manufactured with higher laser energy. The energy is transferred into the surrounding powder which partially melts onto the truss surface [4]. Figure 6. (a) Graph Reaction force, truss diameter LS; (b) Penetration, stiffens - LS

90 Figure 6b shows significant change of stiffness from 1107 N/mm (LS = 500 mm/s) onto 108 N/mm (LS = 4000 mm/s). The higher stiffness is caused by change of single truss diameter of the lattice structure which is repeated in whole lattice structure. Comparable results were found in [3]. 4) CONCLUSION Previous studies showed, that for good prediction of mechanical properties it is necessary to know the real truss diameters in the lattice structure. In this study the influence of SLM process parameters on the size of the trusses inside BCC lattice structure was investigated. In comparison with standard process parameters used for volumetric components, the best result is reached with process parameters with much higher scanning speed. Structures with LP = 350 W; LS = 3000 mm/s achieves better accuracy and geometry stability of the truss diameter while material porosity is kept under 1% (internal density 99,3%). It was found out that the size of the trusses increases with rising laser power and decreasing with higher laser speed. The results show significant influence of SLM process parameters on mechanical behavior of lattice structure. Structures manufactured with laser speed of 500 mm/s achieved 10x higher stiffness than those of 4000 mm/s for the same geometry of unit-cell. Similar level of porosity examined inside the trusses, shows that the impact resistance properties of lattice structure is mainly dependent on the real diameter of the trusses inside structure. 5) ACKNOWLEDGEMENTS This work is an output of cooperation between GACR project S: Design of advanced materials using selective laser melting, project FSI-S and NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I"." 6) REFERENCES [1] YADROITSEV, I., et al. Selective laser melting technology: From the single laser melted track stability to 3D parts of complex shape. DOI: /j.phpro [2] QIU, Ch., et al. Influence of processing conditions on strut structure and compressive properties of cellular lattice structures fabricated by selective laser melting. DOI: /j.msea [3] LEARY, M., et al. Selective laser melting (SLM) of AlSi12Mg lattice structures. DOI: /j.matdes [4] YAN, Ch., et al. Microstructure and mechanical properties of aluminium alloy cellular lattice structures manufactured by direct metal laser sintering. DOI: /j.msea [5] ABELE, E., et al. Optimisation of process parameters for lattice structures. DOI: /RPJ [6] KOUTNÝ, D., et al. Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316L stainless steel manufactured by SLM ISBN: [7] MINES, R.A.W.,et al. Local Effects during Indentation of Fully Supported Sandwich Panels with Micro Lattice Cores. DOI: / [8] YAHAYA, M.A., et al. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. DOI: /j.ijimpeng [9] VRANA, R., et al. Impact resistance of lattice structure made by Selective laser melting from AlSi12 alloy. DOI: /MMSJ.2015_12_ [10] SUARD, M., et al. Impact of EBM Fabrication Strategies on Geometry and Mechanical Properties of Titanium Cellular Structures. Fraunhofer Direct Digital Manufacturing Conference [11] ZATOČILOVÁ, A., et al. Measurement of the porosity of additive-manufactured Al-Cu alloy using x-ray computed tomography. MSMF8 2016

91 IMPACT RESISTANCE OF DIFFERENT TYPES OF LATTICE STRUCTURES MANUFACTURED BY SLM RADEK VRANA, DANIEL KOUTNY, DAVID PALOUSEK Brno University of Technology Department of Mechanical Engineering Brno, Czech Republic DOI: /MMSJ.2016_12_ The presented paper describes the impact resistance of lattice structure samples made by Selective Laser Melting with the use of AlSi10Mg powder material. The samples with five types of different unit cells of lattice structure were used in this study. The topology of the unit cells structure was changed to describe various impact resistance behavior while the relative density of lattice structure was kept constant. The samples were tested by drop-weight impact testing device with spherical shape of indenter. During the test the maximum reaction force, deceleration and position of load element (indenter) were measured. The results showed, that samples with the same relative density, but with a different shape of unit cell had a different impact resistance. It is because the mechanical properties are significantly influenced by the cell topology which determined the type of failure under loading bending or buckling. The FBCCZ had the highest impact resistance, but the energy was absorbed with very high reaction force during absorption. KEYWORDS Selective Laser Melting, lattice structure, impact resistance, AlSi10Mg, gyroid, energy absorption, topology 1 INTRODUCTION 1.1 Selective Laser Melting Selective Laser Melting (SLM) is an additive manufacturing process for production of metal parts directly from CAD data using a high power laser beam and very fine metal powder with spherical particles. With additive manufacturing process, it is possible to produce components of highly complex shape that cannot be manufactured by conventional technologies. One of the examples is a lattice structure (Fig. 2) which consists of thin trusses or 3D structure [Aremu 2014]. Thus, a lattice structure with good mechanical characteristics and significant reduction of weight can be formed [Yadroitsev 2010]. Lattice structure material produced by SLM is one of many types of light-weight materials which have potential for protective mechanism applications. Currently, the metal foams, honeycomb structures, or balsa wood produced by conventional technologies are used. The advantage of the lattice structure material produced by SLM is that its stiffness can be managed by the geometrical parameters (topology of unit-ell, dimensions of trusses and unit cells, used material) [Yahaya 2015]. Sandwich panels are mostly made up by core and skin. The core is capable of absorbing energy by progressive collapse, while the skins distribute the local vertical load over the impacted area [Labeas 2013]. 1.2 Mechanical Properties of Different Unit Cells [Leary 2016] studied mechanical properties of the truss lattice structure made from AlSi12Mg. An experimental study was performed to find a suitable process parameters for the lattice structure formation and manufacturability testing of different topology of the truss lattice structure. Based on the cube tests (material testing), the optimal parameters of selective laser melting process for AlSi12Mg were found (Laser Power (LP) = 350W; Hatch Space = 0.19 mm; Focal Offset = 2 mm; Laser Speed (LS) = 921mm/s; Layer Thickness = 0.05 mm). Cube porosity of % was measured using computed tomography scanning. These parameters were used for manufacture of the tensile specimens for testing of material properties. All results were consistent or exceeded those reported by previous authors or the reported data for die-cast material (Yield strength = ± 5.4MPa; Tensile strength = ± 14.0 MPa; Strain to failure = 4.6 ± 0.5%). The authors identified four possible angles inside the lattice structure unit cell 0, 35.3, 45, 90. The angle was 0 qualified as non manufacturable without supporting material. Other angles are self-supported and therefore suitable for lattice structure. The authors also calculated volumetric energy absorption of different types of unit cells and selected prospective candidates. Based on manufacturability of the truss angles, the following unit cells were tested: Body Centered Cubic (BCC), Body Centered Cubic with Z-truss (BCCZ), Face Centered Cubic (FCC), Face Centered Cubic with Z-truss (FCCZ) and Face and Body Centered Cubic with Z-truss (FBCCZ) were tested. The highest compressive strength was found in FCCZ and FBCCZ unit cells. Production of 3D metal parts using SLM technology allows practically unlimited shape possibilities. However, it applies only to the production using support structures during the production process. In the case of lattice structures production, it is necessary not to use the support structures. Therefore, the authors [Aremu 2014] investigated mechanical properties for the selfsupporting unit cells (BCC, BCCZ, FCC, PFCC, F 2 BCC, gyroid, double-gyroid) via FEM. The results showed that the performance of a lattice structure is largely dependent on the topology of the unit cell. The authors also found out that the mechanical properties of lattice structure (especially of the truss unit cells) are heavily dependent on the direction of loading. They tested a lattice structure loaded in the x and z directions. Stiffness of the unit cells was significantly lower in the x direction, besides the BCC, gyroid and double-gyroid. 1.3 Influence of SLM process parameters on impact resistance [Shen 2014] studied the lattice structure panels made by SLM from titanium alloy. The results show that the properties of impact resistance of lattice structures are determined by the selective laser process parameters during manufacture. The authors highlighted that the study of properties of latticestructured material for the use in high-performance lightweight components is required because such results are needed for the FEM analysis of impact. [Vrana 2016] et al. studied the influence of SLM process parameters on impact resistance of lattice structures. The process parameters were tested directly on small samples of BCC lattice structures (20x20x20 mm, d = 0.6 mm length of unit cell = 4 mm). A tested range of process parameters was as follows: LP = W, LS = 1000 mm/s 4000 mm/s. The result showed that process parameters significantly influenced the impact resistance of lattice and the dimensions of the trusses of the lattice structure. The graph of maximum transmitted force during impact testing was almost the same character as the graph of increase in truss diameter. The results from [Vrana 2016] confirm the results of [Shen 2014]. MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1579

92 The influence of process parameters on the dimensions of single trusses were observed in [Koutny 2014]. The authors manufactured very thin trusses with different orientation (angle) between the truss and the base plate. The authors observed a reduction in the diameter of trusses and sticking of surrounding metal powder at the down skin of the trusses. 1.4 Impact testing For impact testing, two types of impact testers are mostly used: low-velocity and high-velocity. For high-velocity loading (up to 50 m/s) the horizontal configuration of the tester is mostly used. In this case, a compressed gas pistol is used for initiation of loading [Yahaya 2015]. For low-velocity loading a vertical configuration of impact tester is more suitable. [Shen 2014] and [Mines 2013] examined the ability of various lattice materials with various types of core material to absorb the impact energy. Both of them used the same method for reaction force measurement. They used a deformation element (with a strain gauge) placed between the indentor and falling weight. Mines et al. evaluated the deformation using a laser - Doppler speedometer. Shen et al. used a high-speed camera for measurement of speed and deformation. In this study, four different types of truss unit cells and one 3D gyroid cell were used for core lattice material inside the sandwich panels. The impact resistance of the samples was tested on the designed drop-weight machine. Results will be used for further development of FEM model and understanding of different types of failure depending on the lattice topology. The samples were made from AlSi10Mg powder which is a very light and common material for SLM application with good mechanical properties. 280x280x350 mm. The machine uses a nitrogen or argon atmosphere depending on the used powder material. The testing samples were manufactured with selected perspective process parameters (Tab. 1) resulting from the previous article [Vrana 2016], where the influence of process parameters and the diameter of the lattice trusses on the impact resistance were investigated. Position of the samples during building process is shown on the Fig. 3. The samples were manufactured only with support structures on the bottom plate. The lattice structure inside the samples as well as the upper plates were manufactured completely without supports. For the support structures the block type of supports was used. Table 1. SLM Process parameters SLM Process Parametres Laser speed Power output 1000 mm/s 350W Focus offset 1 Layer thickness Hatch distance 50μm 170 μm Platform heating 120 C Oxygen level % Atmosphere nitrogen 2 MATERIAL AND METHODS 2.1 AlSi10Mg Powder Material AlSi10Mg metal powder from TLS Technik GmbH was used for manufacturing all types of the samples. The powder material with a spherical shape of particles was produced using a gas atomization technology in argon atmosphere. For quality verification, the particle size distribution was analyzed using the particle size analyzer Horiba LA-960. The main parameters of the particle size distribution were as follows median size 40.7 μm, mean size 41.4 μm, standard deviation 12.9 μm. The particle size up to 25.2μm represents 10% and particle size up to 58μm represents 90% of particle size distribution (Fig. 1). Figure 2. Various types of lattice structure unit cells Figure 3. Position of the samples during building process (yellow Support structures; Red Samples) Figure 1. Particle size distribution of the AlSi10Mg metal powder 2.2 Selective Laser Melting The selective laser melting machine SLM 280HL (SLM Solution GmbH) was used for production of all the samples. The machine use one 400W ytterbium laser with Gaussian beam profile for metal powder melting. The size of built volume is 2.3 Samples For mechanical testing, sandwich panels with various types of core material were designed. The samples were composed of top and bottom plates, between which the core material of lattice structure was placed. All parts of the sample were made from AlSi10Mg powder material. In this study, the core material is composed of four types of the truss unit cells (BCC, BCCZ, FBCC, FBCCZ) and one 3D Gyroid (minimal surface) unit cell (Fig. 2). All types were designed with the same level of the relative density 17.9 %. The value of relative density was chosen according to the minimal manufacturable truss diameter from [Koutny 2014] and also according to the results of [Vrana MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1580

93 2015a, Vrana 2015b] where a good stiffness of the core part and the energy absorption without bounce up of the loading element were evaluated. To reach the same value of relative density for all samples with different core material, the diameter in the truss unite cells and parameter t in gyroid unit cell were changed (Tab.2). BCC is one of the most common types of unit cell in lattice structures. The cell is composed of eight cylindrical trusses, which corresponds to the space diagonals of the cube. The trusses were inclined by 35.3 relatively to the x-y plane. In this case of BCC lattice structure, the trusses are connected in the center of the cube and at each corner. Under loading the bending type of failure is mainly applied. BCCZ is a truss unit cell which is composed of twelve trusses. Eight trusses are the same as in the BCC unit cell (space diagonal of the cube). Four more trusses, which connected two corners above (Z direction, 90 to the x-y plate), were added to increase the stiffness of the structure. Under loading, the bending and buckling types of failure are mainly applied. A FBCC unit cell is composed of twenty-four trusses. Eight trusses (with angle of 35.3 ) were also the same as in BCC. Sixteen more trusses which correspond to the face diagonal (angle of 45 inclined to the x-y plate) of the cube, were added. Under loading, the bending type of failure is mainly applied. The trusses with angle of 45 are more resistant under loading than those with angle of A FBCCZ unit cell was composed of 28 trusses and combined BCCZ and FBCC unit cells. FBCCZ had trusses with the angle inclined by 35.3, 45, 90 to the x-y plate. This cell had the highest stiffness of all the cells because the orientation of the trusses enabled the combined bending and buckling loading in common. One more 3D unit cell was designed, a Gyroid unit cell is a selfsupporting minimal surface structure proposed by [Shoen 1970]. For the Cartesian coordinate space x, y, z, the gyroid surface conforms to the equation: Both plates were machined to ensure straightness for placing and measuring of the sample, using 3D optical scan. Three samples for each type of lattice structure topology were tested (3 x 5 types). 2.4 Testing of Mechanical Properties Mechanical properties of all samples were tested using a dropweight impact tester designed by author (Fig.5). The principle of impact tester is based on a change of kinetic energy of falling head into the impact energy. The impact tester is equipped with strain gauge XY31-3/120 placed on the deformation element, accelerometer B&K Type 8309 on the top plate of falling head and a high speed camera Phantom V710 in front of the impact tester. Two main sensors (strain gauge and high speed camera) measured the reaction force during penetration of the indentor to the sample and simultaneously also the position of the marker on the falling head. Deceleration measurement using the accelerometer is used only for validation of the designed strain gauge values. Signals from the strain gauge and accelerometer were recorded using the data acquisition system QuantumX MX410B (HBM GmbH) with sampling frequency of 96kHz. The data from the high speed camera were recorded in the Phantom software with sampling frequency of Hz. Measured values from all three sensors were evaluated in Matlab software developed for the impact tester. During impact testing the indentor (penetration body) had a spherical shape with diameter d = 16 mm, weight of the falling head was m = 2.83 kg and the drop height was h = 1 m. cos y sin y cos z sin z cos x t 0 sin x (1) where t is a constant parameter between In this study the parameter was t = Table 2. Geometrical parameters of the unit cells Unit Cell BCC BCCZ FBCC FBCCZ Gyroid d (mm) a (mm) t (-) Trusses The samples for impact resistance testing were sandwich panels from AlSi10Mg powder material. The dimensions of the lattice core were 40x40x16.8 mm (Fig. 4). The samples were composed of the top (t = 0.3 mm) and bottom (t = 0.5mm) plates and the lattice structure core in the middle. For placement of the samples to the correct position during the mechanical testing, four holes for bolts were designed in the bottom plate. Figure 4. Impact resistance sample with BCC-Z lattice structure Figure 5. Impact tester MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1581

94 2.5 Software data evaluation Software for data evaluation was compiled in Matlab and is designed for two types of impact measurements, with a high speed camera and a strain gauge and with a strain gauge only. When the high speed camera is used, the software works with measured reaction force from the strain gauge and the position of falling head is obtained from the high-speed camera using the image analysis in Matlab (Fig.6). Software searches the circular mark in the pictures and analyses the coordinates of the circle center in a pixel value. Due to a different sampling frequency of both sensors the software must recalculate the data record from camera to the frequency of 96 khz and then it connects these data with the strain gauge in the Force Position and Position Time graphs. The software output are two excel files: 1) Evaluation of the required parameters such as - penetration (mm), duration of impact (ms), maximal and average force (N), kinetic energy of the falling head (J) - just before impact, rate of the falling head (m/s) - just before impact 2) Force Position, Force Time, Deceleration Time, Rate - Time and Position Time graphs of the single samples and two common graphs for all the samples (Force Position and Position Time) Figure 6. Image analysis in the Matlab software Otherwise, the position of the falling head is obtained from double integration of deceleration from the strain gauge (deceleration is calculated as a ratio a = F / m; F reaction force; m weight of falling head). A disadvantage of this method is a lower accuracy of evaluation of the penetration. A linear motion also causes significant losses by friction which were not evaluated. This type of measuring is suitable only for comparison of the samples without search for the exact values. Deceleration measuring is evaluated in both cases but it is only used for validation of the strain gauge. In this article, measuring with high speed camera was used. 2.6 The distance between two previous points were measured as penetration (Fig. 7c) a) b) c) Figure 7 Deviation between different types of the measurement 3 RESULTS AND DISCUSSION The parameters of the produced samples are shown in Table 3. Due to the same relative density of all the samples, the weight should be of the same level. Differences in the weight were mainly caused by sticking of the powder at the down skin of the lattice structure trusses with the angle under 45 (Fig. 8). Because the samples had a different geometry of the structure (number of trusses with angle of less than 45, a diameter of the truss), the weight of samples was different due to sticking powder. Comparable results were found in [Koutny 2014, Leary 2016]. For checking the software evaluation, penetration was measured using a 3D optical scanner. The results showed (Tab. 4), that the deviation between mechanical testing and 3D optical measuring is up 5% (maximum value was 4,34 %). The real deviation is even smaller because during the impact testing the camera measures both the plastic and elastic deformation of the samples. Using a 3D scanner, only the plastic part of deformation is measured. Table 4 also shows, that Rate Before Impact measured with high speed camera is quite constant. It was measured, that Rate before Impact has for the same weight of falling head a very small deviation of m/s and it can be used to refine of the measurements with strain gauge only. Two measurements were carried out to determine Rate before Impact for fully loaded (m = 5.87 kg) and empty (m = 1.83 kg) falling head (Fig. 10). Based on the finding line, Rate Before Impact can be estimated. To obtain more accurate values, measuring of Rate Before Impact of more values of weight of falling head must be carried out. 3D optical measurement For checking the software evaluation, the depth of deformation (penetration) was measured using 3D optical scanner Atos Triple III Scan (MV170 lens; calibration was carried out according to VDI/VDE 2634, Part 3) and GOM Inspect software. Before the scanning process, the samples were matted with a thin layer of titan powder (around 0,003mm). Penetration was determined using an ideal shape element in the following steps: The fitting plane on the upper desk was created (Fig. 7b) The imprint of the indentor was used for fitting of the sphere (Fig. 7b) The center of the sphere was used to create a perpendicular line to the fitting plane Using a perpendicular line, the intersection points were created at the bottom of the sphere and on the fitting plane Figure 8. Sticking powder at the down skin of the trusses MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1582

95 Table 3. Parameters of the Samples Name BCC1 CAD Volume (mm3) CAD Surface (mm2) CAD Weight (g) Real Weight (g) Avg. Weight (g) Weight Increase (g) Weight Increase (%) Sample Height (mm) BCC % 16.8 BCC BCCZ BCCZ % BCCZ FCC FCC % FCC PFCC PFCC % PFCC SG SG % SG Avg. Sample Height (mm) As example, the measurement of the BCC2 sample is shown in the picture (Fig. 11) This measurement with camera and strain gauge is considered as a reference. For refining of the penetration when only the strain gauge was used for measurement, the calculated Rate Before Impact (v = 4,0139 mm/s) and theoretical Rate Before Impact (v = 4,429 mm/s) were used. To evaluate the maximum transmitted force only the first peak of the measurement was used. The residual energy was measured as the rate after impact using a high speed camera. Using this value, a kinetic energy after impact and the absorbed energy were finally calculated. All the types of the samples absorbed more than 95% of the impact energy. The results of measured maximum force showed that the force is not constant for all the samples (Fig. 9). From the results, it can be seen, that the best impact resistance was achieved by FBCC and FBCCZ structures, because the transmitted high level of the force and the penetration were low. However, if the structure has a high level of impact resistance the ability to absorb is very low. Figure 9 also shows the result of the penetration. For high impact resistance, the low depth of penetration is required. The result of the impact resistance of different topology of lattice structure could be influenced by sticking of the metal powder at the truss down skin. Table 3 show, that weight of FBCC and FBCCZ was increased by about 20 % and 25 % respectively. For good energy absorption, a long impact and large penetration during the impact loading is necessary. Figure 9 Deviation between different types of the measurement MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1583

96 Table 4. Evaluation of Impact test Name Weight of Rate Stand. Average Penetration Penetration Penetration Absorbed Duration of Maximal Absorption Falling before deviation of Force Scan Matlab deviation Energy deformation Force Power Head Impact Impact rate during test (mm) (mm) (%) (J) (ms) (N) (J/s) (kg) (m/s) (m/s) (N) BCC1-7,544-4,15 23,99 3, ,50 BCC2-7,129-4,13 23,60 2, ,92 BCC3-7,113-4,12 23,55 3, ,85 BCCZ1-7,598-4,11 23,56 3, ,57 BCCZ2-8,306-4,13 23,74 3, ,06 BCCZ3-7,219-4,14 23,88 3, ,80 FCC1 5,519 5,641 2,21 4,12 23,29 2, ,76 FCC2 5,661 5,804 2,52 4,12 23,43 2, ,29 FCC3 2,83 5,226 5,453 4,34 4,11 23,04 2, ,38 PFCC1 5,359 5,590 4,31 4,12 23,24 2, ,09 PFCC2 6,208 6,355 2,37 4,10 23,21 2, ,81 PFCC3 5,192 5,361 3,25 4,11 23,17 2, ,44 SG1 6,929 7,142 3,07 4,13 23,60 2, ,39 SG2 7,303 7,396 1,28 4,13 23,69 3, ,63 SG3 7,225 7,492 3,70 4,11 For comparison of lattice structures from this view, the parameter of Absorption Power Pa [J/s] was defined: E Pa a (2) ta where Ea is absorbed energy (J) and ta is duration of deformation (s). Absorption power is a characteristic which defined the process of energy absorption during deformation of the sample. If the lattice structure is too stiff, the depth of penetration is very low and the duration of deformation is very short. For slow energy absorption, lower numbers of the Absorption power are suitable. 0, ,39 3, Figure 11 Comparison of different evaluation methods No supports structures were used during the manufacturing of upper plates of the samples. Therefore, the upper plates were manufactured with higher material porosity. It can be seen on the Figure 12. This situation was the same for all the samples and therefore the results from all types of lattice structures can be compared. 4 Figure 10 Different values of Rate before Impact depending on the weight 7,61 CONCLUSIONS The gyroid structure have similar result as the BCC and BCCZ structure under impact loading. The advantage of the Gyroid is that its stifness is same for all loading directions. For continuous absorption of the energy, long impact and depth of penetration are very important during impact loading. If the time of impact is very short and depth of penetration is low, then the energy is only partly absorbed. For this purpose, the Power of Absorption parameter was defined. Friction in the linear motion significantly influenced the impact test. Therefore, for measuring of exact values, the high speed camera must be used. Calculated depth of penetration was evaluated with 3D optical scanner. This confirms the correct evaluation in Matlab software. Sticking of the powder at the down skin of the trusses could influence the amount of absorbed energy. This is a general problem that occurs during production of lattice structures which needs to be solved in the future. ACKNOWLEDGEMENTS This work is an output of research and scientific activities of NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I"." MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1584

97 a) REFERENCES [Koutny 2014] Koutny, D. et al. Dimensional Accuracy of Single Beams of AlSi10Mg Alloy and 316L Stainless Steel Manufactured by SLM ISBN: [Labeas 2013] Labeas, G. et al. Investigation of sandwich structures with innovative cellular metallic cores under low velocity impact loading. Plastics, Rubber and Composites [online]. 2013, vol.42(5), pp ISSN [Leary 2016] Leary, M. et al. Selective laser melting (SLM) of AlSi12Mg lattice structures. Materials & Design [online]. 2016, b) vol.98, pp ISSN [Mines 2013] Mines, R. A. W. et al. Drop weight impact behaviour of sandwich panels with metallic micro lattice cores. International Journal of Impact Engineering [online]. 2013, vol. 60, pp ISSN x [Shen 2014] Shen, Y. et al. Low-velocity impact performance of lattice structure core based sandwich panels. Journal of Composite Materials [online]. 2014, vol.48(25), pp ISSN c) [Schoen 1970] Schoen, A., H. Infinite periodic minimal surfaces without self-intersections, NASA Technical Note D-5541, [Vrana 2015a] Vrana, R. et al. Impact Resistance of Lattice Structure Made by Selective Laser Melting from Alsi12 Alloy. MM Science Journal [online]. 2015, vol. 2015(04), pp ISSN DOI: /MMSJ.2015_12_ Available from: html# [Vrana 2015b] Vrana, R. at al. Impact resistance of lattice structure made by Selective Laser Melting technology. In Euro d) PM2015 Proceedings. Reims, France: s ISBN: [Vrana 2016] Vrana, R. at al. Influence of Selective Laser Melting Process Parameters on Impact Resistance of Lattice Structure made from AlSi10Mg. In Euro PM2016 Proceedings. Hamburg, Germany: s [Yadroitsev 2010] Yadroitsev, I. et al. Selective laser melting technology: From the single laser melted track stability to 3D parts of complex shape. Physics Procedia [online]. 2010, vol.5, e) pp ISSN [Yahaya 2015] Yahaya, M. A. et al. Response of aluminium honeycomb sandwich panels subjected to foam projectile impact An experimental study. International Journal of Impact Engineering [online]. 2015, vol.75, pp ISSN x. Figure 12. The Samples after impact (a) BCC; (b) BCCZ; (c) FBCC; (d) FBCCZ; (e) Gyroid CONTACTS: Ing. Radek Vrana Brno University of technology Faculty of Mechanical Engineering Department of Mechanical Engineering Technicka 2896/2, Brno, Czech Republic vrana@fme.vutbr.cz MM SCIENCE JOURNAL I 2016 I DECEMBER 1585

98 Determination of the material properties of recycled rubber for explicit FEM simulation Pavel Manas 1a*, Radek Vrana 2b, Zdenek Hejmal 3c and Branislav Dubec 4d 1 University of Defence, Kounicova 65, Brno, Czech republic 2 Brno University of Technology, Technicka 2896/2, Brno, Czech republic 3 University of Defence, Kounicova 65, Brno, Czech republic 4 University of Defence, Kounicova 65, Brno, Czech republic a pavel.manas@unob.cz, b vrana@fme.vutbr.cz, c zdenek.hejmal@unob.cz, d branislav.dubec@unob.cz Keywords: Rubber, material models, Neo-Hookean material model, AUTODYN, compression test. Abstract. Recycled rubber materials are one of cheap and suitable materials for energy absorbers in protective structures. Standard tests of elastomers in uniaxial or biaxial tension is not suitable and efficient for energy absorbers made of recycled car tires. Simple compression test and simple impact test are described material properties from those tests are determined and compared with simulation in ANSYS/AUTODYN. Introduction One of the most important features of all kind of protective structures are absorption of energy mainly coming from source as kinetic energy of moving projectile (from bullet to airplane) or blast wave of explosion of gas, dust, homemade explosives to military explosives. This energy ranges from hundreds of Joules to MJ or GJ and dissipate into protective structures as deformation energy, heat and sliding or changes into used work of moving objects or debris [5]. Protective structure made of sandwich layers takes advantage of different stiffness of these layers and proper design of thickness of these layers can improve protective characteristics and keep cost and total mass of this structure on appropriate level. Design of protective structures usually means demanding simulations based on FEM using explicit solvers, which are well suitable for calculation of dynamic response of structure on high velocity loading like blast or impact. For that simulations are essential to use proper material models incorporating high strain rate effects and velocity of deformation. On the other hand, conceptual design focusing on overall concept of protection does not need precise and longtime lasting simulation but prefer time effective simplified simulation with trend of results for all main used materials. Rubber energy absorber material model This paper describes situation, when sandwich protective structure, with recycled rubber energy absorber should be designed. From point of conceptual design simulation, it means non-linear solution with hyperelastic material model suitable for explicit solver [e.g. 8]. For energy absorbers, the compression part of stress strain diagram [7] is on the focus. The common feature for hyperelastic materials is fact, that typical compression is between 10 60% and the material curve for similar density materials does not differ significantly (see Fig. 1a).

99 Advanced FEA systems allows calculation of hyperelastic material model characteristics directly from measured data, uniaxial or biaxial tension or volumetric compression static data are expected, for that tests special laboratory equipment are required [6]. Recycled rubber specimens Fig 1a Stress strain diagram for hyperelastic material [7] Fig 1b Tested specimens from recycled tires For conceptual design, rubber energy absorber can be modeled in FEA system with simple Neo- Hookean material model, where initial shear modulus is the main parameter and can be calculated from Hook s Law with force compression data and basic dimensions. Rate dependent response of specimens can be measured with laboratory equipment allowing dynamic compression of specimen with the minimal velocity of deformation in meters per seconds. Higher strain rates are needed for following exact simulations with more advanced hyperelastic material models. Newton cradle low velocity testing device This dynamic test of the rubber specimen represents the initial step in determination of its material properties at high strain rates. The aim of this test was not to obtain its material properties directly, but to acquire the necessary material behavior characteristics and data for further FEM simulations through which the suitable material model with parameters values were obtained. Fig 2a Newton cradle low velocity testing equipment Testing system. In Fig. 2a the schematic layout of the measuring system and in Fig. 2b photograph of two steel coincident test bars in steady state is given. This testing system is based on the conservation of momentum and energy and could be used for testing material properties at high strain rates. The striker bar is launched from specified height and after acquiring its maximum velocity in lowest position impacts the identical, but stationary output bar and this stationary bar

100 receives most of the energy and momentum of the striker bar. With elastic material such as steel, the output bar can reach almost the same height as the first bar. With rubber specimen attached to the striker`s bar front, the energy is lost in hyperelastic deformation of the specimen and heat. For our needs the values of dynamic displacement of the output bar in its front was measured with laser triangulation sensor and the dynamic deformation of the specimen was recorder by the high-speed camera. Fig. 2b Newton cradle - test bars (Material: Steel, Length: 900 mm, Diameter: 50 mm) Results. After the impact of the striker bar with impact velocity vi = 3.3 m/s the sensor recorded the dynamic displacement of the output bar as is shown in Fig. 3. From these data, the acceleration of the output bar was calculated (Fig. 4). The maximal dynamic acceleration of the bar after the impact of the striker bar with the rubber specimen (Fig. 5) represent the benchmark physical quantity, to which the material model created in FEM simulation software ANSYS/AUTODYN was compared. Fig. 3 Output bar displacement Fig. 4 Output bar acceleration Besides the acceleration, the auxiliary quantities maximal change in length of the specimen and the maximal change in the specimen diameter were compared as recorded and subsequently measured from photographs (Fig. 6).

101 Fig. 5 Rubber specimen Fig. 6 Specimen deformation shape and amplitude Drop-weight impact tester Rubber specimens were tested using a drop-weight impact tester Impactor 2.0 (Fig 7) designed at Brno University of technology, Faculty of Mechanical Engineering. The Impactor 2.0 allows mechanical testing with impact velocity up to 4,2 m.s -1 and impact energy up to 55J, depending on dropped weight. The samples can be tested with two types of indenter (penetration body) flat indenter for fast compression test; spherical indenter (d = 16 mm) for impact test. The drop-weight tester consists of two parts the frame and falling head. The frame is made of aluminum profiles where the linear motion is fixed. In the upper part of the frame is placed the truss with a Hold Down Release Mechanism (permanent electromagnet) which fixed the falling head. The height of the truss and the weight of the falling head determine the impact energy of the test. The falling head consist of the strain gauges (HBM XY31-3/120 ; full bridge), an indentor and the weights (from 2,83 kg for empty and 5,83 for full load falling head). The impact test data is measured using high-speed camera Phantom v310 and the strain gauges. Signal from the strain gauge were recorded using the data acquisition system QuantumX MX410B (HBM GmbH) with sampling frequency of 96kHz. The data from the high-speed camera were recorded in the Phantom software with sampling frequency of Hz Parameters of the rubber impact testing flat indentor (d = 39 mm), weight m = 5,83 kg, falling height h = 1m, Impact energy E = 51,5 J Fig 7 Drop-weight impct tester Impactor 2.0 For data evaluation from high-speed camera and strain gauges, the software in Matlab was compiled. The software primarily analyzes the circle marker on the falling head for measuring of the dynamic deformation of the sample (Fig. 8a). Due to a different sampling frequency of both sensors,

102 the software must recalculate the data records and connect into a common Force Deformation and Deformation Time charts. From these charts, the other values as a maximal force, absorbed energy, impact time and others are evaluated (Fig 8b). Fig. 8a Image analysis in the Matlab software Fig 8b Force deformation chart FEA explicit simulation of tests Both tests, Newton cradle and Drop-weight test leads to similar parameter for Neo-Hookean hyperelastic material model. This initial shear modulus ranges from 1.2 MPa to 1.8 MPa. ANSYS software use in Neo-Hookean material model initial shear modulus and incompressibility parameter, which can be calculated from bulk modulus and ranges from to Pa -1. Incompressibility parameter highly depends on Poisson ratio, where Poisson s ratio close to 0.5 leads to Pa -1 of incompressibility parameter. Simulation of specimen 4 was conducted in ANSYS v18, where the sensitivity of maximum force and deformation on initial shear modulus and incompressibility parameters were tested. Summary Material parameters determined from drop-weight test are suitable conceptual calculation with recycled rubber energy absorbers and they are in accordance with literature general parameters [6, 7, 8]. Comparison of time deformation (Fig. 9) and time-force (Fig. 10) data shows acceptable correspondence between measured and simulated values. The difference between deformation is about 15% and difference in reaction force is about 18%. Fig. 9 Time deformation chart specimen 4, numerical simulation

103 Fig. 10 Time Force chart specimen 4, numerical simulation The important significance are the peak values and duration of event, where the difference are minimal. Also the shape of deformed rubber absorbers looks very similar to the specimen. Fig. 11 Simulation results, maximum deformation and stress distribution The future development will be focused on proper calculation of Poisson s ratio from measured data which are essential for hyperelastic materials, improving of measured data evaluation and better understanding of possible energy loses in sliding between rubber specimen and testing device. Acknowledgements This work is also an output of cooperation between project FSI-S and NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I"." References [1] VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D. Impact Resistance of Different Types of Lattice Structures manufactured by SLM. MM Science Journal, 2016, roč. 2016, č. 6, s ISSN: [2] VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; ZIKMUND, T. Influence of Selective Laser Melting Process Parameters on Impact Resistance of Lattice Structure made from AlSi10Mg. In World PM2016 Proceedings. Hamburg, Germany: s ISBN:

104 [3] VRÁNA, R.; KOUTNÝ, D.; PALOUŠEK, D.; ZIKMUND, T. Impact Resistance of Lattice Structure Made By Selective Laser Melting From Alsi12 Alloy. MM Science Journal, 2015, roč. 2015, č. 4, s ISSN: [4] VRÁNA, R.; PALOUŠEK, D.; KOUTNÝ, D.; KOUKAL, O.; ZIKMUND, T.; KREJČÍ, P. Impact resistance of lattice structure made by Selective Laser Melting technology. In Euro PM2015 Proceedings. Reims, France: s ISBN: Reference to a book: [5] MAŇAS, P. The Protection of Critical Infrastructure Objects - Technical Principles. Singapore: Springer Singapore, 2017, p Durability of Critical Infrastructure, Monitoring and Testing. Lecture Notes in Mechanical Engineering. ISBN Reference to a chapter in an edited book: [6] Information on [7] Information on [8] Information on

105 Euro PM2015 Session Name Manuscript refereed by Chairman Name (Company, Country) Research about the influence of process parameters of Selective Laser Melting on material EN AW 2618 Ondrej Koukal 1 ; Daniel Koutny 1 ; David Palousek 1 ; Radek Vrana 1 ; Tomas Zikmund 1, Libor Pantelejev 1 1 (Brno University of Technology, Technicka 2896/2, Brno, Czech Republic) of corresponding author: koukal@fme.vutbr.cz s of coauthors: koutny@fme.vutbr.cz; palousek@fme.vutbr.cz; vrana@fme.vutbr.cz; tomas.zikmund@ceitec.vutbr.cz; pantelejev@fme.vutbr.cz Abstract Selective Laser Melting (SLM) is progressive manufacturing method nowadays. The range of materials that are currently possible to process is limited by available materials in powder form and demands of research, which is needed for the process optimization of chosen material. Currently the most used materials are stainless and tool steels, titanium and aluminium alloys. Casting aluminium alloys, namely AlSi10Mg and AlSi12, are mainly used for the SLM process. Mechanical properties of these alloys are not suitable for some industrial applications. The proposed paper describes the fabrication and the characterization of the high strength aluminium alloy EN AW 2618 processed by SLM. The research was aimed to describe behaviour of the material depending on process parameters (laser power, scanning speed, hatch distance). Processability of material was studied using single track scans, thin walls and volume cubes. The relative density and defects of the material were investigated. Keywords Selective Laser Melting, EN AW 2618, porosity Introduction Additive manufacturing (AM) technologies are used in industry more frequently. One of the most progressive technologies is Selective Laser Melting (SLM). The SLM enables fabrication of fully dense metal parts directly from 3D data. SLM process deposits fine metallic powder layer by layer and uses a laser to melt a cross section of the part in each layer. SLM allows manufacturing of prototypes or final products due to its mechanical properties comparable to those of wrought material. The main advantage of SLM is ability to manufacture complex geometry objects. An example could be lattice structures [1-3] which are suitable for aerospace industry. SLM finds application also in automotive industry or medicine [4]. The technology works with a wide range of metallic materials and new materials are researched and developed [5]. Steel, titanium and aluminium alloys find the greatest use nowadays. Aluminium alloys are interesting due to its good strength to weight ratio and resistance against corrosion. Al-Si based aluminium alloys are often used in SLM process due to its good weldability. Properties of AlSi12 and AlSi10Mg have been widely studied [6-9], because they are quite easy to process due to the small difference between melting and solidification point. Al-Si alloys are originally intended for mold casting, their mechanical properties are relatively poor. High strength Al- Cu aluminium alloys could be candidate for use in hi-end applications due to its good mechanical properties under higher temperature. The production of these alloys in full dense state by SLM has not been successful. Determination of process parameters needs to be explored. Jerrard et al. [10] researched microstructure and hardness of samples manufactured of Al and Cu powders by SLM process. They proved workability of Al-Cu alloy via SLM process. Ahuja et al. [11] described the processing of an EN AW-2219 and EN AW-2618 alloy using SLM technology. They achieved a relative density up to 99.97% on the SLM 50 machine equipped 100 W laser from Realizer GmbH. They showed, that relative density is independent on volumetric energy density. They also concluded that supporting structures increase the relative density of the part. Current development of AM technologies for metal parts requires higher productivity. It leads to use of high power lasers, which allow using of larger values of hatch distance and faster scanning speeds of laser. The aim of this study is to assess the range of SLM process parameters for aluminium alloy EN AW-2618 with use of 400 W laser.

106 Euro PM2015 Session Name Methods The aim of this paper is to describe the behaviour of EN AW 2618 during SLM process from the viewpoint of relative density (RD) and cracks. SLM 280HL machine equipped with 400W ytterbium fibre laser was used for presented work. Diameter of Gaussian laser beam was 82 µm. All samples were manufactured with 50 µm layer thickness. Nitrogen was used as a protective gas during process. Overpressure in building chamber was (10 12) mbar and oxygen level was ( ) %. Samples were produced on 80 C heated platform. Research process consisted of 4 steps: 1. Powder characterization 2. Single track test 3. Thin wall test 4. Volume cube test 3. Results 3.1. Powder characterization EN AW 2618 metal powder used for manufacturing samples was supplied by TLS Technik GmbH. Powder was produced via inert gas atomization. Supplier specifies particle distribution in the range (20-63) µm. The powder was used for producing of all samples in the initial state directly from the vendor, i.e. the powder wasn t additionally sieved. For minimizing of moisture the powder was heated in universal oven UNE 500 PA (Memmert, Germany) to 70 C for 5 hours before all build jobs. Moisture was observed on moisture analyzer MA35 (Sartorius, Spain). Horiba LA-960 laser particle size analyzer was used for measurement of particle size distribution. Zeiss Ultra-Plus 50 Scanning Electron Microscopy (SEM) was used for determination of shape and morphology of powder particles. Particles median size was 51.8 μm, mean size was 53.3 μm. Cumulative percentage of particle size was evaluated as well. Particle size below 27 μm represented 10 % and particle size below 80 μm represented 90 % of the particles (Fig. 1). Fig. 1: Powder characterization: Particle distribution of alloy EN AW-2618 (left) and SEM image (right) Spectrometer ICP-OES Thermo icap 6500-ICP (Thermo Scientific, USA) was used for chemical analysis of powder. Chemical composition of the EN AW 2618 powder corresponds with the European norm DIN (Table 1). The measurement was performed by radial plasma view mode with integration time 5 s and 3 repetitions. Calibration solutions ASTASOL was used for calibration for measurement on following emission lines: Cu nm, Fe nm, Mg nm, Ni nm, Si nm, Ti nm, Al nm. Table 1: Chemical composition limits of standard material and powder material 3.2. Single track test

107 Euro PM2015 Session Name Single Track Test (STT) was carried out for visual assessment of tracks quality. Laser Power (LP) varied in range of 100 W, 200 W, 300W, 400W and Scanning Speed (SS) varied in range 200 mm/s, 500 mm/s, 800 mm/s, 1100 mm/s, 1400 mm/s. Quality of tracks were visually analysed. Tracks with continuous weld and smooth surface without balling effect were evaluated as optimal. Tracks with 300 W and 400 W LP and 1400 mm/s SS showed best qualitative properties. Good visual quality showed also samples with 300 W LP and 1100 mm/s SS and 200 W LP and 800 mm/s SS. Optimal Energy Density (ED) for single tracks lied between 30 J/mm 3 and 150 J/mm 3. Energy density under 30 J/mm 3 caused inadequate melt of powder and tracks continuity. Tracks with energy density above 150 J/mm 3 were overheated. Single tracks are compared at Fig. 2. Fig. 2: Visual comparison of single track test 3.3. Thin wall test The second test consisted of manufacturing of thin walls using 80 stacked single tracks. Height of build job was 4 mm and it was manufactured for assessment of wall thickness and quality. Parameters were same as in STT, but samples with laser power 100 W and 200 W were neglected because of worse quality of tracks. ATOS III Triple Scan 8M (GOM, Germany) 3D optical scanner with optical measuring volume MV60 (accuracy 0,003 mm) was used for analysis of thin walls. Thin layer of titanium dioxide was applied on each wall to avoid reflections. As can be seen from Fig. 3 thin wall with 400 W LP and 1400 mm/s SS is typical example of the best achieved surface quality. Fig. 3: Visual comparison of thin wall test 3.4. Volume cube test Single track test and thin wall test were initialy performed for preliminary selection of candidates for volumetric processing of the material (volume cube test). Used hatch style is shown on Fig. 4, hatching angle was changed layer by layer with increment of 73. In first step of volume cube test 64 cubes with 5 mm edge length were manufactured directly on platform without supports. Three fundamental process parameters were changed for monitoring the behaviour of the bulk material in dependence on process parameters. Laser power varied in range of 100, 200, 300, 400 W, laser scanning speed varied in range of 200, 500, 800, 1100, 1400 mm/s and hatch distance (HD) varied in range of 50, 110 and 170 μm.

108 Euro PM2015 Session Name Fig. 4: Scanning strategy (left), LP 400 W cubes with SS 1400 mm/s (middle) and SS 200 mm/s (right) Fig. 5: Micro computed tomography sections of samples Samples with 100 W laser power and scanning speed greater than 800 mm/s were excluded from the further evaluation due to unsatisfactory consistence. Samples were analyzed via micro Computed Tomography (μct). Results served to identify cracks and voids. System GE phoenix v tome x L 240, equipped with a 300 kv/500w maximum power microfocus X-ray tube and high contrast flat panel detector DXR250 with pixel, µm pixel size was used for µct analysis. The exposure time was 250 ms in every of 2200 positions. Scanning was realized at 130 kv and 100 μa acceleration voltage and X-ray tube current. The voxel size of obtained volumes was 12 µm. GE phoenix datos x 2.0 3D computed tomography software was used for the tomographic reconstruction. The VG Studio MAX 2.2 software was used for visualization of the sample and the porosity analysis. The segmentation of pores was based on the simple thresholding procedure. The automatic tool of the VG Studio was used for the threshold determination. This tool determined the background peak and the material peak in the histogram and then calculates the grey value of the material boundary. The majority of cracks in samples were not included to the pores analysis result because voxel resolution (smaller than 12 µm) was higher than cracks dimension. The volume of those cracks did not significantly affect the total pores volume. The overall comparison of μct XY plane sections is on Fig. 5. The results of μct show high number of voids and pores at majority of samples. Group of samples with 100 W LP shows inadequate welding of powder. Relative density of these samples varied from 76 % to 87 %. Best ten samples (marked in Fig. 5) with the highest relative density (99.1 % %) were selected for further

109 Euro PM2015 Session Name analysis. Cubes with 200 W and 300 W LP, 200 mm/s SS and 110 μm HD shows the highest relative density and the least number of cracks. Metallographic analysis of these two samples was performed (Fig. 6). Metallographic samples were prepared by standard technique (grinding and polishing using diamond pastes). Evaluation of microstructure in non-etched state was performed using light microscope Olympus GX51. Analysis confirmed µct observation. Fig. 6 Composed figures of light microscopy images of non-etched state samples: LP 300 W, SS 200 mm/s, HD 110 µm (left) and LP 200W, SS 200 mm/s, HD 110 µm (right) Effect of supports on manufacturing of cubes was investigated on the ten selected samples in follow up volume cube test. Samples were manufactured with supports of 4 mm height, 400 W LP and 1400 mm/s SS. These parameters were chosen based on thin wall test. It was observed, that in 5 cases the supports were destroyed after the start of volume manufacturing. They were eliminated from further evaluation due to incorrect manufacturing. However, these samples showed a complete elimination of cracks. The other samples are not visible changed. 4. Discussion Micro computed tomography was used for relative density and cracks evaluation. Fig. 5 shows the combinations of parameters where the powder wasn t fully melted. It is obvious, that for parameters 100 W LP with all SS, 200 W LP with SS higher than 500 mm/s and 300 W with SS higher than 1100 mm/s the powder was only sintered. Other results show fully melted material with relative density higher than 99 %. Relative density was primarily affected by combination of LP, SS and HD parameters. Results show independence of relative density on volume energy density. Samples of the same value of volumetric energy density had a very different relative density. Sample with LP 300 W, SS 200 mm/s and HD 110 µm achieves highest relative density %. All fully melted samples contained large amount of cracks. It was probably caused by excessive cooling rate. High temperature gradient between the platform and the solidifying melt pool could cause high tendency to cracking. Selected samples were manufactured on supports to verify the effect of temperature gradient. Presumption of reduction the amount of cracks by reducing the temperature gradient through supports wasn t confirmed. For further development of crack free material, the higher heating of platform seems to be necessary. Sample with the highest relative density (LP 300 W, SS 200 mm/s, HD 110 µm) have the least number of cracks. It could be caused by longer cooling of melting pool due to lower scanning speeds. This could cause lower temperature gradient and lower tendency to cracking. Area of lower LP and SS will be further studied. 5. Conclusion The proposed paper describes the fabrication and the characterization of the high strength aluminium alloy EN AW 2618 processed by using the SLM process. The research provides an overview of material behaviour under the influence of fundamental process parameters (LP, SS, HD). Sample with 300 W LP, 200 mm/s SS and 110 µm HD achieved the highest relative density of 99.6%. Processing window with low scanning speeds will be further studied. Acknowledgements This work is an output of cooperation between GACR project GA S, project FSI-S and NETME Centre, regional R&D centre built with the financial support from the Operational Programme Research and Development for Innovations within the project NETME Centre (New Technologies for Mechanical Engineering), Reg. No. CZ.1.05/2.1.00/ and, in the follow-up

110 Euro PM2015 Session Name sustainability stage, supported through NETME CENTRE PLUS (LO1202) by financial means from the Ministry of Education, Youth and Sports under the National Sustainability Programme I. References [1] YAN, Chunze, Liang HAO, Ahmed HUSSEIN, Philippe YOUNG a David RAYMONT. Advanced lightweight 316L stainless steel cellular lattice structures fabricated via selective laser melting. Materials. 2014, (55): DOI: /j.matdes [2] REINHART, Gunther a Stefan TEUFELHART. Load-Adapted Design of Generative Manufactured Lattice Structures. Physics Procedia. 2011, (12): DOI: /j.phpro [3] TSOPANOS, S., R. A. W. MINES, S. MCKOWN, Y. SHEN, W. J. CANTWELL, W. BROOKS a C. J. SUTCLIFFE. The Influence of Processing Parameters on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melted Stainless Steel Microlattice Structures. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2010, 132(4). DOI: / [4] FUKUDA, A., M. TAKEMOTO, T. SAITO, S. FUJIBAYASHI, M. NEO, Deepak K. PATTANAYAK, T. MATSUSHITA, K. SASAKI, N. NISHIDA, et al. Osteoinduction of porous Ti implants with a channel structure fabricated by selective laser melting. Acta Biomaterialia. 2011, 7(5): DOI: /j.actbio [5] PAULY, Simon, Lukas LÖBER, Romy PETTERS, Mihai STOICA, Sergio SCUDINO, Uta KÜHN a Jürgen ECKERT. Processing metallic glasses by selective laser melting. Materials Today. 2013,16(1-2): DOI: /j.mattod [6] BUCHBINDER, D., H. SCHLEIFENBAUM, S. HEIDRICH, W. MEINERS a J. BÜLTMANN. High Power Selective Laser Melting (HP SLM) of Aluminum Parts. Physics Procedia. 2011, (12): DOI: /j.phpro [7] SIDDIQUE, Shafaqat, Muhammad IMRAN, Eric WYCISK, Claus EMMELMANN a Frank WALTHER. Influence of process-induced microstructure and imperfections on mechanical properties of AlSi12 processed by selective laser melting. Journal of Materials Processing Technology. 2015, (221): DOI: /j.jmatprotec [8] BRANDL, Erhard, Ulrike HECKENBERGER, Vitus HOLZINGER, Damien BUCHBINDER a Dongdong GU. Additive manufactured AlSi10Mg samples using Selective Laser Melting (SLM): Microstructure, high cycle fatigue, and fracture behavior. Materials. 2012, (34): DOI: / _6. [9] OLAKANMI, E.O. Selective laser sintering/melting (SLS/SLM) of pure Al, Al Mg, and Al Si powders: Effect of processing conditions and powder properties. Journal of Materials Processing Technology. 2013, 213(8): DOI: /j.jmatprotec [10] JERRARD, P.F.E., L. HAO, S. DADBAKHSH a K.E. EVANS. Consolidation Behaviour and Microstructural Characteristics of Al and a Mixture of Al-Cu Alloy Powders Following Selective Laser Melting Processing. Lasers in Eng. 2011, (22): [11] AHUJA, Bhrigu, Michael KARG, Konstantin Yu. NAGULIN a Michael SCHMIDT. Fabrication and Characterization of High Strength Al-Cu Alloys Processed Using Laser Beam Melting in Metal Powder Bed. Physics Procedia. 2014, (56): DOI: /j.phpro

111 29 Proceedings of 5 th International Conference on Additive Technologies METALS IN ADDITIVE MANUFACTURING Dimensional accuracy of single beams of AlSi10Mg alloy and 316Lstainless steel manufactured by SLM Daniel Koutny, Faculty of Mechanical Engineering, Brno University of Technology, Brno, Czech Republic, koutny@fme.vutbr.cz Radek Vrana, Faculty of Mechanical Engineering, Brno University of Technology, Brno, Czech Republic, y126462@stud.fme.vutbr.cz David Palousek, Faculty of Mechanical Engineering, Brno University of Technology, Brno, Czech Republic, palousek@fme.vutbr.cz Abstract Metal additive technology allows to create objects with complex shape that are very difficult to produce by conventional technologies. An example of such component is a porous structure which is composed of periodical truss cells. This paper analyzes the quality of very small trusses that are basic members of these cells and evaluates its influence on mechanical properties. Using the proposed test specimens it was found that real dimensions of the trusses varies with size and orientation to the base platform. The obtained real dimensions of trusses were used as correction factors for the results of tensile tests of special truss specimens. Dimensional correction factors show good agreement of elastic behavior of the material. The correction factors involving quality and the real dimensions of individual trusses appear as a good tool for correct prediction of the mechanical properties of lattice structures. Keywords-Selective Laser Melting, geometrical accuracy, lattice structures 1. INTRODUCTION SLM technology is an additive manufacturing process that uses a 3D data and high-performance YLR laser for sintering of three-dimensional metal parts from very fine metal powder. During SLM process metal powder is fully melted and can form layer by layer a homogeneous metal part of almost any shape. [1-3]. SLM technology can be used in all phases of product development from prototype, which has the characteristics of conventionally produced metal parts to small batch production, especially in sectors such as aerospace and medicine. [4-7]. Using the SLM, it is possible to produce lightweight structures which are formed by regularly repeating the basic cell. The mechanical properties of these structures come close to those of a solid body; however their weight is significantly reduced. Basic cell is usually represented by beam structure of different shape [8-11]. The cell can also have more complicated three-dimensional shape, e.g. gyroid, which were studied by YAN et al. [11]. Using the special spatial arrangement having a self-supporting shape, it is then possible to build large basic cell with a low consumption of material without supporting structures. For wider use of these lightweight structures in industry, it is necessary to predict the final characteristics of manufactured objects, especially mechanical properties [10,12,13], material properties [14,15] and shape characteristics [16,17]. This is difficult, because the SLM process is defined by the large number of parameters such as laser power, scanning speed, distance of the individual layers, scanning strategy, layer thickness, working atmosphere, properties of the powder material etc. All of these parameters affect the physical phenomena that take place during the manufacturing and therefore the final quality of the manufactured beams, their dimensional accuracy and mechanical strength [18-21]. Mechanical properties of lightweight structures have not been adequately studied. Kempen et al. [14] studied the mechanical properties of tensile specimens produced in various configurations of material AlSi10Mg. The acquired properties were compared with tabular values of cast materials. The author also points to the fact that manufacturing strategy has a significant effect on the formation of surface pores and thereby weakening of the mechanical properties. Brandl et al. [15] examined the properties of the samples from AlSi10Mg material by tensile testing. During the tests, orientation of the samples and temperature inside the chamber were changed. The results have been correlated with the input parameters of production. Real mechanical properties of the material produced by SLM are particularly important for the correct simulation of the behavior of light-weight structures. Tsopanos et al. [16] developed an analytical model to calculate the expected stiffness of the BCC lattice structures made of 316L Stainless Steel. They further examined the dependence of unit cell size on the mechanical properties and production parameters. Finally they compared analytical model with FEM analysis of the structure and uniaxial compression test. Ushijima et al. [12] developed an analytical model of the deformation of one basic cell and furthermore of whole periodic structure. Calculation considered only bending of individual members. The results were compared with FEM analysis and pressure test of the sample structure. Gümrück et al [13] followed up on Ushijima et al. [12] and expanded their analytical model of beam Back to Table of Contents 142

112 Proceedings of 5 th International Conference on Additive Technologies METALS IN ADDITIVE MANUFACTURING deformation about the shear load (Thimoshenko beam model). Results were also compared with FEM calculations and pressure test of samples made of 316L Stainless steel. Smith et al [10] predicted in detail behavior and collapse of a single base BCC and BCC-Z cells using FEM calculation. Results were compared to pressure test of the basic cell and the entire structure. The cell was then adjusted to obtain better mechanical properties of the structure. Production of the beams with required dimensions and mechanical properties is very important for the correct prediction of the mechanical properties of the whole structure. Even small systematic deviation of the beam, will be repeated in the structure in large quantities, and can greatly influence the mechanical properties of whole periodic structure. 2. MATERIALS AND METHODS 2.1. Manufacturing of specimens The SLM 280HL device (SLM Solution GmbH) was used for the production. All specimens were preprocessed in the Autofab software, where the laser parameters, production orientation, location and generation of the support structure were set (Fig. 1). Specimens were manufactured with use of standard set of parameters under nitrogen atmosphere. For AlSi10Mg material following process parameters was used for contours: Laser Power (LP) = 350W; Laser Speed (LS) = 1150mm/s; Laser Focus (LF) =1.3mm; and following for volume: LP = 350W; LS = 930mm/s; LF = 2mm. For 316L material following laser parameters was used (LP c=350w; LS c = 1150mm/s; LF c=1.3mm; LP v=350w; LS v=930mm/s; LF v=2) Definition of specimens For the evaluation of real dimensions of very small beams (up to diameter 1mm) used inside the periodic structure a set of specimens were designed. The variance of orientation of the specimens during the production simulates possible manufacturing positions of the beams inside the structure. Test specimen contained 13 beams with size of ϕ 0.2mm - ϕ 1mm (ϕ 0.2mm - ϕ 0.55 mm with steps of 0.05, and ϕ 0.6 mm - ϕ 1 mm with steps of 0.1 mm). All rods are connected by a "cage" to protect very thin rods from damage during postprocessing. The beams are attached to the top and bottom part of the cage in the similar way as they would be connected inside the structure. During the manufacturing, samples were oriented at different angles, from α = 90 till 0 with 5 increment (Fig. 1). For mechanical testing two special tensile specimens were designed (Fig. 2). The first tensile specimen contain 12 beams with ϕ 1mm. The second tensile specimen contain 60 beams with ϕ 0.45mm. Figure 2 Tensile test specimens with 12 beams (left) with 60 beams (right) Dimensions and number of beams of both tensile specimens were designed to achieve the same cross-section and therefore the same mechanical properties. Other dimensions are the same for both specimens. Both type of specimens were built in vertical position and angeled with angles of 90 and 45 relatively to the base platform Optical digitization of samples Real dimensions of beams were analyzed using optical scanner ATOS III TripleScan. Before digitization process a surface of the samples was matted by spraying of titanium powder with a thickness of 5 ± 0.22 m [22]. Dimensions of the beams were evaluated with an accuracy of a hundredth of a millimeter. Therefore thickness of the titanium layer is considered as negligible. The results were analyzed in the GOM Inspect software. For evaluation of beam diameter deviation a "maximum inscribed cylinder" - d in was created on 3D scanned data of each single beam. This value is not affected by the surface irregularities. Diameter d out represents the level of surrounding particles sticking to the surface of the beam. These parameters were subsequently measured and evaluated. The nominal diameter is labeled as d j (Fig. 3) Mechanical testing Mechanical tests were performed on a Zwick Z020 device, where the measured dependence of the displacement on the vertical tensile force. Overall 20 samples were analyzed, divided into four groups of five pieces of each specimen type. Figure 3 Evaluation of dimensional accuracy of individual beams, minimum outer cylinder (left), maximum inscribed cylinder (left) Figure 1 Orientation of specimen with support structures (left), manufactured sample from AlSi10Mg material (right) Back to Table of Contents 143

113 Proceedings of 5 th International Conference on Additive Technologies METALS IN ADDITIVE MANUFACTURING Figure 4 Real dimensions of beams from AlSi10Mg and 316L material 0,8mm -AlSi10Mg 1,93 0,8 din 0,8 0,8 dout 1,55 1,38 1,23 1,23 1,22 1,04 1,06 1,09 1,06 1,06 1,01 1,02 0,96 0,99 1,00 1,00 0,88 0,89 0,89 0,88 0,88 0,88 0,88 0,88 0, , ,10 2,00 1,90 1,80 1,70 1,60 1,50 1,40 1,30 1,20 1,10 1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 20 diameter [mm] angle [ ] Figure 5 Real AlSi10Mg beam diameter in dependence on beam inclination 0,8 din 0,8 0,8mm -316L 1,71 1,54 1,80 1,70 1,60 0,8 dout 1,42 1,50 1,40 0,82 0,80 0,81 0,82 0,87 0,85 0,94 1,00 1,04 1,13 1,04 1,30 1,20 1,10 1,00 0,90 0,80 diameter [mm] 0,69 0,68 0,70 0,69 0,68 0,70 0,71 0,70 0,68 0, , , , ,70 0,60 0,50 20 angle [ ] Figure 6 Real stainless steel 316L beam diameter in dependence on beam inclination Back to Table of Contents 144

114 Proceedings of 5 th International Conference on Additive Technologies METALS IN ADDITIVE MANUFACTURING 3. RESULTS 3.1. Dimensional evaluation The dimensional analysis evaluated real minimum diameter d in and maximum diameter d out of the beams for different orientations of the material AlSi10Mg and Stainless Steel 316L. These values are plotted on Fig. 4 and using a least squares method they were fitted by a straight line. This line represents correction values, which needs to be applied for manufacturing of whole lattice structure with accurate dimensions. The production parameters used during the tests caused overheating of samples and subsequent sticking of powder on the outside surface of the beams. This significantly worse results especially for orientations between α = 40 and α =0. Therefore to avoid this behavior a manufacturing process was delayed for 15s after production of each layer. It was detected an over-sized deviation of the beams starting from 0.4 diameter (Fig. 4). Fig. 5 shows an example of ϕ 0.8mm beam where the deviation of inner diameter of the material AlSi10Mg starts increasing from an angle α = 55 and for 316L material (Fig. 6) the deviation starts increasing from the angle α = 60. Figure 7 Results of tensile test with nominal diameters of beams 3.2. Mechanical properties of trusses Results of mechanical testing showed a great difference for different test specimens (12 and 60 beams) (Fig. 7) as well as the stiffness and modulus differed significantly. Results and did not correspond to the design of same cross section area, where the same mechanical properties should be achieved. After the implementation of correction factors from real dimension measurement results show good agreement (Fig. 8). Results of tensile tests were analyzed to obtain the mechanical properties of the various configurations of beams (angle, diameter). These results were statistically analyzed. Resulting values are presented on Fig.10. Figure 9 shows that the modulus of elasticity of the material has normal distribution and the value with the highest probability of occurrence is MPa. After mechanical testing, all samples were not broken in the same place; therefore three samples were excluded from the evaluation (Fig. 9). Mechanical properties of individual groups were different and depended on the orientation of the sample (Fig. 10). Figure 8 Results of tensile test with corrected diameters of beams 4. DISCUSION The delay between laser scanning of individual layers has been found as important parameter of the building process in case of lattice structures and its dimensional accuracy. The reason is that the ordinary volume based mechanical components has much larger cross section of each layer during SLM production. Due to the longer laser scanning times and bigger cross section more heat is conducted out of the last processed layer. In the case of beam specimens the cross section is of order smaller and the scanning time is much smaller as well. Figure 9 Gausian distribution of the young modulus of AlSi10Mg material Back to Table of Contents 145

115 Proceedings of 5 th International Conference on Additive Technologies METALS IN ADDITIVE MANUFACTURING This cause high overheating of the layers and subsequent problems such as: attachment of surrounding particles (leading to enlargement of the d out) or deflection of the unsupported beams (leading to interruption of the build job). During the experiments, 15 seconds extra delay was added between laser scanning. It led to more stable process and achievement of better surface quality at small beam diameters from 316L stainless steel. For small dimensions of beams for AlSi10Mg material were found dimensional constraints. All specimens with size from ϕ0.2 to ϕ 0.35 mm had very poor quality. Recommended dimensions of the manufacturable beams produced AlSi10Mg are therefore ϕ0.4mm and above. The small beams from 316L were better quality, however the dimensions up to 0.4mm showed higher variability. The resulting production inaccuracy is on the order of tens of millimeters. It was shown, that small dimensional inaccuracy of the beams has a significant influence on the mechanical properties of the whole tensile specimen. The same effect can be expected with periodic or random structures, where the number of beams (surface) to volume ratio is very high. Obtained variance in mechanical properties of individual configurations (angles and diameters) of beams may have an explanation in the difference in the scanning strategy of smaller and bigger diameters. Kempen et al. [14] shows the effect on the production of micro pore formation in the surface layer. In relation to the dimensions of the tested beams, these defects may have the significant effect on their mechanical properties. 5. CONCLUSION Dimensional analysis was performed on the beams with size from ϕ 0.2mm to ϕ 1mm which aims to be used in lattice structures. Correction constants were defined for the various configurations of beams for two different materials. Based on these correction constants it is possible to produce beams with desired dimension and mechanical properties. Tensile tests of the special type of beam specimens was used to determine the mechanical properties of beams with size of ϕ 0.45mm and ϕ 1mm. The results of the tensile tests verified Figure 10 Mechanical properties of the individual inclination of AlSi10Mg tensile specimens Back to Table of Contents 146