王 梓，郭 聳，李晨晨，張 丹，解立峰，李 斌

(南京理工大學安全工程系，江蘇，南京 210094)

爆炸燒結法利用爆炸沖擊波壓縮金屬或陶瓷粉末，在硬質合金、難熔金屬及脆性陶瓷材料等塊體材料的制備與加工中具有獨特的優(yōu)勢，是一種簡單、低成本，并有良好發(fā)展前景的方法[1]，在航天、軍事、電子及化學領域有著廣泛應用[2-3]。該方法避免了傳統(tǒng)燒結過程中粉體長時、高溫條件下晶粒生長，激波的能量會以晶格缺陷和位錯[4]的形式儲存在粉末中，成為燒結的驅動力，從而降低燒結所需的活化能。KROKHALEV 等[5]在SiC-Ti 系統(tǒng)中爆炸燒結且不進行后續(xù)燒結，發(fā)現(xiàn)粉末的致密化是由于壓縮波造成的粉末位移變形。李曉杰 等[6-7]爆炸燒結制備的陶瓷材料、硬質鋁及其合金密度可達到理論密度的99%，且制備出了達理論密度96.5%的錫鎢合金。KROKHALEV 等[8]在金屬粉末里混入金屬粘結劑進行爆炸燒結，得到成品密度和硬度都更佳。張曉立等[9]通過爆炸燒結制備的鎢、鈦及其合金的密度也達到了理論密度的98%以上；KHRUSTALEV 等[10]制出了維氏硬度HV267 的Fe-Cu 復合材料。FARINHA 等[11]發(fā)現(xiàn)爆炸燒結產(chǎn)物密度與初始粉末特性有關，微米銅粉產(chǎn)物密度較大，而納米銅粉產(chǎn)物硬度更高，但塊體表面薄膜結構仍有著亞微米顆粒的存在。而王金相[12]通過計算得出，在顆粒直徑由微米級降至納米級后，比表面積的增大和尺寸效應對顆粒界面摩擦的影響將導致，只有當顆粒尺度和沖擊壓力足夠大時，顆粒表面溫度才能達到材料的熔點。

爆炸燒結工藝包括直接型和間接型：間接型爆炸燒結裝置利用炸藥爆轟作用上板，帶動活塞高速沖擊放置于下板凹槽內的粉末試樣，從而得到致密的塊體材料[13]；而直接型爆炸燒結裝置將粉末裝填在鋼管內并初步壓實，通過管外填充炸藥產(chǎn)生的柱面匯聚沖擊波直接作用于粉末，從而得到致密的塊體柱狀材料[14]。水下爆炸燒結的方法可利用介質延長沖擊波時間[15]。MEYERS 等[16]發(fā)現(xiàn)，雙層鋼管結構可提供比單層結構更穩(wěn)定的爆炸沖擊波，粉末的爆炸燒結成型效果更好、力學性能更優(yōu)。然而直接型爆炸壓實裝置，成型的塊材極易出現(xiàn)馬赫孔現(xiàn)象，即沖擊波在裝填中心傳播的過程中由于橫截面壓力分布不均而產(chǎn)生未完全壓實或壓制過度，嚴重影響燒結體的力學性能[17]。針對馬赫孔現(xiàn)象，BECK 等[18]發(fā)現(xiàn)，當炸藥的爆速過高時，爆炸產(chǎn)生沖擊波在管內匯聚反射并突然作用于粉末顆粒時，會引起顆粒表面加熱熔化，而粒子內部的溫度則相對較低，在粉體的軸心區(qū)域處發(fā)生強烈的馬赫反射，從而使制備的塊體材料中心區(qū)域出現(xiàn)不規(guī)則的孔洞和裂紋即馬赫孔。ZHOU 等[19]對燒結產(chǎn)物進行后續(xù)熱處理，提高其延展性并觀察其破壞形式。付艷恕等[20]通過設計雙管爆炸燒結裝置來保證低爆速下的高爆炸壓力，并在其中心加入軸芯以消除加載應力波在軸心處反射形成的馬赫孔。李曉杰等[21]在裝填粉末的鋼管抽真空后密封，防止氣體在稀疏波作用下形成鼓泡和裂縫。但抽真空處理步驟較為復雜，在低成本大批量的塊體材料工業(yè)生產(chǎn)中不具備明顯優(yōu)勢。桑圣軍等[22]設計了一種在底端開有泄壓孔的爆炸燒結裝置，爆炸過程中泄爆片破裂，使得初壓過程殘存在粉末間隙的氣體能夠在沖擊波作用下進入泄壓孔內，有效避免了裂紋及馬赫孔等缺陷的出現(xiàn)，但對于泄壓孔的具體參數(shù)對爆炸燒結成品的性能參數(shù)影響，未有較為深入的研究。本文在底端開有泄壓孔的雙管爆炸燒結裝置的基礎上，研究泄壓孔相關參數(shù)對爆炸燒結產(chǎn)品性能的影響機理。這種裝置既能避免產(chǎn)生抽真空處理的高昂成本，又能防止如文獻[20]中的中軸破壞整體結構的現(xiàn)象，具有較高的實用價值。

鋁作為輕金屬，在建筑領域[23]、制造業(yè)等有著廣泛應用?，F(xiàn)有爆炸燒結工藝制備的塊體鋁材尺寸受限，僅為尺寸較小的棒狀鋁材，不能滿足大規(guī)模、大范圍的應用，且無法通過爆炸燒結批量化、工業(yè)化地制備力學性能更高的塊體鋁材。另外，目前鮮有關于鋁塊力學性能定量分析的研究。因此，本文利用改良的爆炸燒結裝置，通過改變泄壓孔體積，來探究不同條件下制得塊體鋁材力學性能，并對樣品的微觀形貌進行分析，探索能夠消除爆炸燒結制品內馬赫孔和表面裂紋的裝置條件，并采用模糊綜合評價法[24]對制得鋁塊力學性能進行定量評估來探究最佳裝置參數(shù)。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 實驗過程

本研究采用如圖1(a)所示的直接型爆炸燒結裝置。實驗時，在氬氣氛圍下的真空手套箱中將平均粒徑2 μm 的鋁粉裝入雙層不銹鋼套管的內管中，并進行初步壓實，蓋上端塞密封不銹鋼套管；隨后將密封好的不銹鋼套管置于PVC 管的中心位置，填充炸藥于PVC 管中并壓實；最后在填充好炸藥的PVC 管頂端安裝好雷管和傳爆藥柱。所用傳爆藥柱為摻混10%木粉的銨梯炸藥，爆速為2158 m/s。

圖1 爆炸燒結模具裝置示意圖及燒結成品Fig. 1 Schematic diagram of explosive sinter device and products

實驗所采用裝置參數(shù)如下：外管為外徑67 mm、壁厚1.5 mm 的PVC 管，上、下端堵頭，內、外套管均為45#鋼材質，上端堵頭設計成90°錐角的圓錐形堵頭，以引導爆轟波沿著軸向向下傳播；下端堵頭開有直徑為12 mm 的泄壓孔作為高壓氣體存儲腔，初步壓實后粉末間空隙中存留的氣體在受到擠壓后有外向內，由上向下傳播，在達到一定壓力后將泄爆片沖破進入泄爆孔。其中泄爆片采用厚度為0.2 mm 的圓銅片，開孔墊片采用厚度為1 mm 的低碳鋼材質的圓片。外套管采用外徑為45 mm、壁厚為2 mm、長度為185 mm 的不銹鋼圓管；內套管采用外徑為30 mm、壁厚為2 mm、長度為160 mm 的不銹鋼圓管。

經(jīng)前期摸索測試，對爆炸燒結裝置結構進行優(yōu)化，對比分析不同參數(shù)下的試驗結果，得出如圖2 和圖3 所示的不同炸藥層厚度和初裝密實度下的試驗結果，最終確定炸藥層厚度為12.2 mm，初裝密實度在60%左右，炸藥裝填高度為260 mm。

圖2 不同炸藥裝填厚度條件下爆炸燒結鋁塊樣品圖Fig. 2 Aluminum rods prepared by explosive consolidation with different explosive layer thickness

圖3 不同初裝密實度樣品爆炸燒結后鋁塊硬度分布規(guī)律圖Fig. 3 Hardness distribution of aluminum blocks prepared under different initial compactness

1.2 表征測試

顯微硬度測試[25]：對切割好的鋁塊樣品沿4 條不同直徑方向分別選取11 個測試點，各點間隔1.5 mm。采用島津維氏顯微硬度儀HMV-G-FA SHIMADZU 對其進行顯微硬度測試，取各測點硬度的平均值作為該鋁塊樣品的平均硬度值。測試點分布情況如圖4 所示。

圖4 硬度測試點分布情況示意圖Fig. 4 Distribution of hardness test points

本實驗中采用的維氏顯微硬度儀是把正四棱錐體金剛石壓頭以980.6 m·N 的試驗力壓入爆炸燒結制備的試樣表面，其中金剛石壓頭兩個相對面夾角為136°，壓入后控制試驗力保持10 s，隨后卸載試驗力，通過測量得到試樣表面壓痕的對角線長度平均值，維氏硬度值即用試驗力除以壓痕表面積所得的商，具體計算如式(1)所示：

式中：0.102 為試驗力的單位由kgf 更換為N 后需要乘的系數(shù)，即1/g=1/9.80665=0.102(g為標準重力加速度)；F/N 為試驗力；A/mm2為壓痕表面積；D/mm 為壓痕平均對角線長度。

抗壓強度測試：采用MTS Exceed E43 型電液伺服材料試驗機對其逐步施加載荷，得到鋁塊樣品的應力-應變曲線，并計算分析得到鋁塊樣品的抗壓強度，每組樣品進行3 次平行實驗，取三次實驗的平均值作為鋁塊樣品的平均抗壓強度值；爆炸燒結鋁棒樣品的尺寸根據(jù)GB/T 7314-2017[26]，采用高徑比為1～2，利用線切割工藝制備出直徑5 mm、高度7 mm 的鋁棒樣品若干。

密度測試：利用排水法，對爆炸燒結后鋁塊的密度進行測試。根據(jù)測試結果分析不同位置處鋁塊的密度規(guī)律。

金相顯微測試：將爆炸燒結制備的鋁塊經(jīng)金相砂紙精細打磨拋光后，用配置好的腐蝕液(苦味酸：檸檬酸：氫氟酸=1∶1∶1)對鋁塊樣品進行腐蝕以便于觀察表面的微觀結構，隨后立即將鋁塊樣品置于金相顯微鏡下觀察其微觀組織結構。

2 結果與討論

本研究中，泄壓孔開于裝置底部中心位置，直徑為10 mm。通過改變其深度來控制泄壓孔體積。在上述裝置下，將鋁粉經(jīng)過初始壓實裝填入套管中，對10 mm、13 mm、16 mm 三種泄壓孔深度下制得鋁塊力學性能進行測試。裝填情況如表1 所示。

表1 不同泄壓孔深度下鋁粉裝填數(shù)據(jù)Table 1 Aluminum powder loading data under different pressure relief hole depths

不同泄壓孔深下經(jīng)爆炸燒結制得的鋁塊樣品，如圖5 所示。結果表明，制得的鋁塊成型效果均較好，沒有較大的缺陷存在。

圖5 不同泄壓孔深度下爆炸燒結樣品圖Fig. 5 Aluminum bars prepared by explosive consolidation under different pressure relief hole depths

2.1 不同泄壓孔深度下制得鋁塊力學性能對比

泄壓孔深度分別為10 mm、13 mm、16 mm 條件下爆炸燒結制備的鋁塊的硬度分布規(guī)律如圖6所示。

圖6 不同泄壓孔深度下鋁塊硬度分布規(guī)律Fig. 6 Hardness distribution of aluminum blocks under different pressure relief hole depths

從圖6 可看出，在泄壓孔深度為10 mm 條件下制備的鋁塊的平均硬度值最高，達到HV155.14，但其標準差較大，為HV13.90，表明鋁塊樣品表面硬度分布不均勻；在泄壓孔深度為16 mm 條件下制備的鋁塊的平均硬度值也比在泄壓孔深度13 mm條件下制備的鋁塊高，但其標準差在三組數(shù)據(jù)中最大，達到了HV14.18；而雖然泄壓孔深度為13 mm條件下制備的鋁塊平均硬度值為HV146.88，比另外兩組略小，但是其標準差在三組數(shù)據(jù)中最小，為HV6.89，僅為其他兩組的50%左右。由上所述，在泄壓孔深度為13 mm 條件下制備的鋁塊表面的硬度分布最為均勻，硬度值波動幅度最小。而在泄壓孔深度為10 mm 和16 mm 條件下制備的鋁塊在邊緣處均出現(xiàn)了明顯的硬度降低現(xiàn)象。初步分析其原因，10 mm 深度的泄壓孔體積較小，無法儲存足夠的氣體，粉末孔隙中殘存氣體未被擠入泄壓孔，在底部形成聚集，造成底部硬度整體降低。而16 mm 深度的泄壓孔儲壓降低，激波到來時將部分鋁粉擠入泄壓孔，底部無法形成致密結構，硬度下降。同時，這也使得鋁棒整體向泄壓孔方向發(fā)生微小偏移，而頂部結構形成的部分位錯則在這種過程中消失，使得頂部硬度也有所降低。

圖7 給出單次測量的不同泄壓孔深度條件下爆炸燒結制備的鋁塊的準靜態(tài)單軸壓縮全應力-應變關系。圖7 中可見，在泄壓孔深度為10 mm 條件下制備的鋁塊抗壓強度為87.6 MPa，在泄壓孔深度為13 mm 條件下制備的鋁塊抗壓強度為146.1 MPa，在泄壓孔深度為16 mm 條件下制備的鋁塊抗壓強度為134.8 MPa。為保證測試結果的可靠性，采用3 次測量取平均的方式，得出了不同條件下制備的鋁塊的抗壓強度及彈性模量的相關數(shù)據(jù)，見表2。

圖7 不同泄壓孔深度下鋁塊壓縮應力-應變曲線Fig. 7 Compression stress-strain curves of micron aluminum rods under different pressure relief hole depths

表2 不同泄壓孔深度條件下鋁塊的抗壓強度及彈性模量Table 2 Compressive strength and elastic modulus of aluminum blocks under different pressure relief hole depths

圖8 給出了不同泄壓孔深度下制得鋁塊密度測試結果。由圖可知，鋁塊密度分布較為均勻，其中泄壓孔深度為10 mm 時，制得鋁塊密度為純鋁理論密度的97.47%，密度標準差為0.91%；泄壓孔深度為16 mm 時，制得鋁塊密度為純鋁理論密度的97.59%，密度標準差為0.84%。而由于前文所述原因，底部鋁粉被擠入泄壓孔，使得該部分密度明顯降低。而泄壓孔深度為13 mm 條件下制備的鋁塊的密度均勻性最好，為0.39%，且其平均密度也是最高，達到了純鋁理論密度的98.31%。且此條件下制得鋁塊樣品的最小密度為2.6339 g/cm3，也遠大于泄壓孔深度h=10 mm 和h=16 mm 條件下制備的鋁塊的最小密度值。

圖8 不同泄壓孔深度條件下鋁塊密度分布規(guī)律Fig. 8 Density distribution of aluminum blocks under different pressure relief hole depths

2.2 泄壓孔深度對制得鋁塊力學性能影響研究

為了解釋鋁塊力學性能受泄壓孔深度的影響原因，本研究測試了所制備鋁塊的微觀結構。圖9為50 μm 和200 μm 尺度下鋁塊的金相顯微圖。

對比觀察三種條件下的金相顯微圖可以發(fā)現(xiàn)，泄壓孔深度10 mm 時(圖9(a)、圖9(b))，200 μm尺度下觀察到鋁塊樣品表面存在孔隙和大尺寸裂縫，大尺寸裂縫的存在是由于泄壓孔深度較小時，爆炸燒結過程中粉末顆粒間的空隙內仍存留有未完全被擠壓入泄壓孔的氣體，在樣品中形成局部聚集，氣體的局部聚集將會降低爆炸激波在顆粒間傳播形成的微觀缺陷，造成局部硬度偏低。這也能夠解釋上文所述的尾端表面硬度較低的特性。50 μm 尺度下金相顯微圖進一步佐證了這個現(xiàn)象，圖中可觀察到較規(guī)則的圓形空穴分布于樣品表面，殘存氣體的空穴導致粉末顆粒間無法緊密熔合，同時擠壓、熔化周邊晶粒造成晶界模糊，導致鋁塊樣品出現(xiàn)局部缺陷。這也印證了其硬度和密度分布不均的現(xiàn)象。并且由于殘存氣體的存在，受到外力作用下，鋁塊樣品極易在氣體存在位置處產(chǎn)生裂紋，隨外力加大最終表現(xiàn)為鋁塊碎裂，故其抗壓強度較低。金屬的彈性模量由金屬原子間的相互作用和晶格類型直接決定，晶界也會對彈性模量產(chǎn)生影響，爆炸燒結過程中產(chǎn)生的大量晶格缺陷將會增加鋁塊變形抗力，即表現(xiàn)為彈性模量的增加。同時，晶粒間孔隙率也與彈性模量成線性關系[27]，而10 mm 和16 mm 泄壓孔深下制得鋁塊均在晶粒間存在大型裂縫或空穴，造成彈性模量的下降。因此，13 mm 泄壓孔下制得鋁塊彈性模量最高。

圖9 不同泄壓孔深度條件下鋁塊金相顯微圖Fig. 9 Metallographic micrographs of aluminum blocks prepared under different pressure relief hole depths

而泄壓孔深度16 mm 時(圖9(e)、圖9(f))，200 μm 尺度下同樣觀察到鋁塊樣品表面存在孔隙和大裂縫，大裂縫存在的原因則是泄壓孔深度過大使得爆炸沖擊過程中部分鋁粉被擠入泄壓孔中，造成尾端鋁粉顆粒間接觸密實度不足，從宏觀上即表現(xiàn)為尾端密實度和硬度大幅降低的現(xiàn)象。50 μm 尺度下金相顯微圖同樣印證這一結論，圖中可以看出樣品顆粒間局部存在明顯孔隙，相比于圖9(b)的類圓形氣穴孔隙，其更似顆粒局部堆積稀疏下的不規(guī)則間隙，同時表現(xiàn)出的模糊晶界和清晰晶界間混雜特點也表明沖擊壓縮過程中存在鋁粉瞬時擠出引發(fā)壓力波動造成的不均勻壓實現(xiàn)象，進而導致對應位置處鋁塊致密程度相對降低，整體密度和硬度分布不均的現(xiàn)象，且在壓縮強度測試中表現(xiàn)為壓縮強度較低。

相比于前兩個實驗條件，泄壓深度13 mm 時(圖9(c)、圖9(d))的金相顯微圖卻顯示出200 μm尺度下的無微少裂痕和50 μm 尺度的無孔隙(或間隙)現(xiàn)象，這表明其既無孔深不足引起的殘存氣體滯留，又無孔深過大引發(fā)的局部鋁粉疏松。同時，清晰均勻的晶界也反映著沖擊壓縮過程中受力均勻等特征，因此，反映在宏觀上也就表現(xiàn)出良好的實驗效果，該條件下制得的樣品力學性能也成為三者中的最佳。

3 力學性能定量分析

為了定量評估鋁塊的力學性能，本文考慮了鋁塊在相關領域的應用，基于層次分析法和模糊數(shù)學評價法設計了一套綜合評估鋁塊力學性能的數(shù)學模型。并據(jù)此對上述三種泄壓孔深下制得的鋁塊的力學性能進行評價?？偨Y歸納了反映其力學性能的6 個指標，包括：平均相對密度、密度均勻性(即密度標準差)、平均硬度、硬度均勻性(即硬度標準差)、抗壓強度及彈性模量。即本定量優(yōu)化評估方法的評估指標集為U={u1,u2,u3,u4,u5,u6}，其中u1指平均相對密度指標，u2指密度均勻性指標，u3指平均硬度指標，u4指硬度均勻性指標，u5指抗壓強度指標，u6指彈性模量指標。

根據(jù)層次分析法確定上述六個指標間的權重系數(shù)。依據(jù)表3 所示的判斷矩陣標度，得到如表4所示的上述六個指標對應的判斷矩陣表格。

表3 判斷矩陣標度及其含義Table 3 The scale of judgment matrix and its meaning

表4 指標體系對應判斷矩陣表格Table 4 Index system related to the judgment matrix

式中：C.R為一致性比率；R.I為隨機一致性指標，其值見表5； λmax為判斷矩陣A的特征值；n為評估指標的個數(shù)。在矩陣比較復雜時，其最大特征值計算較為復雜，在工程應用中，常使用其近似算法：

表5 R.I 隨機一致性指標Table 5 Random Consistency Index (R.I.)

采用和積法獲取評估指標對應的權重系數(shù)，首先對判斷矩陣A按式(5)進行列規(guī)范化：

其次，對上一步得到的規(guī)范化結果，按式(6)各行累加求和；

對上一步得到的結果按式(7)規(guī)范化，即得權重系數(shù)：

建立鋁材適用性評價集合V，V={v1,v2,···,vn},其中，v1,v2,···,vn為與上述指標集中各元素相對應。鋁材適用性評估指標體系標準是對上述六項關鍵指標的定量標定，它的制定是基于現(xiàn)行業(yè)中鋁材主流應用場景中對性能的要求，調研了大量相關文獻資料，咨詢了相關專家學者，并進行了多次研討，在不失公正的前提下，科學合理劃分各指標分值，確定鋁材適用性評估指標標準見表6。

表6 鋁塊力學性能評估指標標準Table 6 Evaluation index standard of mechanical properties of aluminum block

基于鋁塊的六項評估指標，將標準劃分成3 級，分別為優(yōu)、良、中，其中優(yōu)對應分數(shù)85 分～100 分(含85 分)，良 對 應 分 數(shù)75 分～85 分(含75 分)，中 對 應 分 數(shù)60 分～75 分(含60 分)，則V={100,80,60}，依據(jù)不同條件下爆炸燒結制備的鋁塊的性能指標，基于上述評估指標標準，根據(jù)隸屬度函數(shù)，可得出相應隸屬度矩陣R。

在不同泄壓孔深度條件下，使用爆炸燒結工藝對鋁粉進行壓制成型，經(jīng)大量試驗研究，收集不同條件下爆炸燒結制備鋁材的上述六種關鍵指標參量，如表7 所示。

表7 不同泄壓孔深度條件下爆炸燒結制備鋁材的關鍵指標參量Table 7 The key index parameters of aluminum under different relief hole depths

在泄壓孔深度h=10 mm、h=13 mm、h=16 mm條件下爆炸燒結制備的鋁塊的隸屬度矩陣用R1、R2、R3表示，依據(jù)隸屬度函數(shù)，對指標集中各指標對應指標標準進行評價，則隸屬度矩陣分別為：

結合上述權重系數(shù)集A與隸屬度矩陣R，構建模糊綜合評價模型B，其中，B=A×R，通過矩陣運算可得出綜合評價指數(shù)B。

由上述評估結果，依據(jù)隸屬度原則可以得出，在泄壓孔深度h=13 mm 條件下爆炸燒結制備的鋁塊在第一級的隸屬度最大，為0.307；且在第二級的隸屬度中也是最大，為0.472；在第三級中的隸屬度最小，為0.221。這表明在泄壓孔深度h=13 mm 條件下制備的鋁塊綜合性能最好(綜合了平均相對密度、密度均勻性、平均硬度、硬度均勻性、抗壓強度及彈性模量六大關鍵性能指標)；而在泄壓孔深度h=10 mm 與h=16 mm 條件下爆炸燒結制備的鋁塊大多隸屬于第二級和第三級，及其綜合性能要比泄壓孔深度13 mm 條件下制備的鋁塊差。結合評價集V=[ 100 80 60 ]來看，泄壓孔深度h=10 mm 條件下爆炸燒結制備鋁塊的得分為73.18 分，泄壓孔深度h=13 mm 條件下爆炸燒結制備鋁塊的得分為81.72 分，泄壓孔深度h=16 mm 條件下爆炸燒結制備鋁塊的得分為76.98分，表明在泄壓孔深度h=13 mm 時，爆炸燒結制備鋁塊的綜合性能更優(yōu)。

4 結論

本文自行搭建了爆炸燒結裝置，并開展一系列實驗研究和綜合評估，主要得到以下結論：

(1) 采用爆炸燒結制備了力學性能較高的鋁塊，在泄壓孔深度h=10 mm、h=13 mm、h=16 mm的3 組試驗中，制得的鋁塊平均硬度在HV146.88～HV155.14 范圍內，而在h=13 mm 試驗中硬度標準差最小，為HV6.89，是其他兩組實驗的50%左右；此三組實驗中測得的抗壓強度分別為87.6 MPa、146.1 MPa、134.8 MPa，彈性模量分別為2.108 GPa、6.850 GPa、4.092 GPa，可見h=13 mm 時鋁塊的抗壓強度和彈性模量都是最大的；就密度而言，三組試驗中所測相對密度分別為97.47%、98.31%、97.59%，標準差分別為0.91%、0.39%、0.84%，可見泄壓孔深度h=13 mm 時鋁塊密度最大、密度標準差最小，綜合力學性能最優(yōu)。

(2) 泄壓孔深度h=10 mm、h=16 mm 條件下制備的鋁塊在金相圖中均有少許較長的裂紋出現(xiàn)，而在泄壓孔深度h=13 mm 條件下制備的鋁塊在金相圖中也有少許裂紋，但較短而細。對應前述的力學性能測試結果。h=10 mm 時，泄壓孔儲氣容量較低使得制得鋁塊內部存在殘余氣體，而h=16 mm 時，部分鋁粉被沖入泄壓孔中，使得鋁塊底部結構較為松散，導致力學性能的下降。

(3) 結合層次分析法及模糊數(shù)學綜合評價法，結合鋁塊的關鍵性能參數(shù)，即平均相對密度、密度均勻性、平均密度、密度均勻性、抗壓強度及彈性模量等，對不同泄壓孔深度下制備鋁塊的力學性能進行定量評估，對于泄壓孔深度分別為10 mm、13 mm、16 mm 的評估結果分別為73.18 分、81.72 分、76.98 分。最終結果表明：泄壓孔深度h=13 mm 時制得鋁塊綜合力學性能較好。