原標(biāo)題：增材制造鈦合金的可加工性:綜述（3）

江蘇激光聯(lián)盟陳長(zhǎng)軍導(dǎo)讀：

本文根據(jù)對(duì)切削力、表面光潔度和刀具磨損的研究，對(duì)各種AM技術(shù)制備的鈦合金的切削性能進(jìn)行了全面的綜述。本文為第三部分。

3.4 AMed鈦合金的微加工

隨著精密制造的發(fā)展，微機(jī)械加工在微型零件的生產(chǎn)中迅速發(fā)展。由于易用性、工藝靈活性、低安裝成本和無(wú)限制的零件材料等優(yōu)點(diǎn)，微機(jī)械加工已成為大規(guī)模生產(chǎn)具有復(fù)雜三維輪廓零件（如微傳感器、生物醫(yī)學(xué)零件、微模具和模具）的***有前景的技術(shù)。然而，與傳統(tǒng)尺度（毫米級(jí)）下的切削過(guò)程相比，當(dāng)加工參數(shù)（主要是進(jìn)給速度）減小到微米級(jí)時(shí)，一些經(jīng)常被忽略的因素變得非常重要。

在傳統(tǒng)的宏觀加工中，切削刃通常被認(rèn)為是鋒利的，這意味著切削刃的半徑遠(yuǎn)小于進(jìn)給速度。在微機(jī)械加工中，切削深度在1 mm以內(nèi)，進(jìn)給速度通常在微米級(jí)。在這種情況下，切削刃的半徑通常與***小未變形切屑厚度相似，甚至更大（圖18）。從正交切削的角度來(lái)看，這意味著切屑流的形成是由切削刃的犁削（或彈性恢復(fù)）而不是切削引起的。微加工中的另一個(gè)關(guān)鍵因素是毛刺的形成。毛刺是影響滿足所需尺寸公差和幾何形狀能力的缺陷。在銑削過(guò)程中，由于工件材料的推壓，在切削路徑的入口和出口形成毛刺。傳統(tǒng)的去毛刺方法不適用于微尺度加工的零件，因?yàn)樗赡軙?huì)損壞加工表面以及尺寸精度。因此，為了保證加工表面的質(zhì)量，限制微加工中毛刺的形成是非常重要的。

圖18 不同切削深度下微細(xì)銑削中切屑形成的機(jī)理：（a）切削深度<切削刃半徑，（b）切削深度=切削刃半徑，（c）切削深度>切削刃半徑。

已經(jīng)開(kāi)展了多項(xiàng)研究，以研究AMed鈦合金的微觀切削性能。Le Coz等人研究了SLMed Ti6Al4V在干切削條件下的微車削過(guò)程，切削力、硬度和殘余應(yīng)力是分析的主要響應(yīng)。Bonaiti等人研究了LAD在不同軸向切削深度和進(jìn)給速度下制造的Ti6Al4V的微銑削。他們提出，硬度是影響微細(xì)加工中切削力和毛刺形成的關(guān)鍵因素。具體而言，切削力和毛刺數(shù)量從樣品A增加到樣品C（圖19（A）），這與硬度的增加一致。Le Coz等人研究了SLMed Ti6Al4V的微切削過(guò)程，并分析了不同切削參數(shù)下的切屑形態(tài)。如圖19（b）所示，切屑的形狀從6 m/min的長(zhǎng)錐形螺旋切屑變?yōu)?02 m/min的螺旋狀錐形切屑。在500 m/min的較高速度下，切屑為螺旋狀帶狀，但易碎。較低的未切割切屑厚度會(huì)形成螺旋狀的錐形切屑，較高的進(jìn)給速度會(huì)形成較長(zhǎng)的切屑。

圖19 （a） AMed Ti6Al4V微銑削中的毛刺形成，（b）不同工件材料微切削中的切屑形態(tài)，（c）在不同切削參數(shù)下鉆削DMLSed工件時(shí)的孔質(zhì)量，（d）通過(guò)CT（計(jì)算機(jī)斷層掃描）掃描的螺紋孔形態(tài)。

Rysava等研究了由DMLS通過(guò)牙釘?shù)奈@孔和螺紋制造的Ti6Al4V的可加工性。對(duì)不同軸向位置的孔徑精度進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)由于主軸的跳動(dòng)，孔徑隨深度的增加略有增大。鉆孔和螺紋操作中，不同切削參數(shù)下的毛刺大小和形狀差異不顯著（圖19（c）和圖19（d））。

在另一項(xiàng)研究中，Hojati等人系統(tǒng)地研究了鍛造和EBMed鈦合金在微銑削中的可加工性。分析了切削過(guò)程中的比能和毛刺形成。結(jié)果表明，由于尺寸效應(yīng)，當(dāng)切屑厚度小于7.4μm時(shí)，切削EBMed工件的比能量高出5-15%。加工變形材料時(shí)，毛刺形成是連續(xù)的，并且具有波形特征。相比之下，由于AMed零件粗糙表面的不規(guī)則特性，EBMed零件上形成的毛刺不連續(xù)且尺寸較小。此外，盡管硬度較高，但EBMed零件上形成了更多的毛刺。此外，還發(fā)現(xiàn)在較低的未切割切屑厚度下會(huì)形成更多的毛刺（圖20）。這是因?yàn)槔缦鳜F(xiàn)象顯著，導(dǎo)致比能量較大，剪切變形占主導(dǎo)地位，導(dǎo)致形成更寬和更厚的毛刺。

圖20 0EBMed Ti6Al4V的比切削能量與毛刺形成之間的相關(guān)性。

3.5 AMed鈦合金材料性能的影響

3.5.1. 孔隙度的影響

加工后接近完全致密的AMed鈦部件表現(xiàn)出優(yōu)異的機(jī)械性能。然而，即使存在***輕微的孔隙，這些零件的機(jī)械性能也會(huì)顯著降低。AMed零件表面的氣孔顯著影響此類零件的可加工性。Varghese等人報(bào)告說(shuō)，切削力和表面光潔度取決于AMed試樣的孔隙度水平。他們發(fā)現(xiàn)，平均切削力隨著孔隙度的增加而降低，而表面光潔度***初隨著孔隙度的增加而惡化，隨著孔隙度值的增加而改善，如圖21所示。多孔AMed 鈦工件的不均勻性導(dǎo)致切削力隨著切削深度的增加而增加。他們還發(fā)現(xiàn)，與鍛造零件相比，多孔AMed Ti6Al4V零件的表面光潔度非常差。

圖21 (a)切削力和(b)表面粗糙度隨切割深度(DOC)從60 μm增加到100 μm的變化。鍛造(WT)，全致密(AM0)， 30%多孔(AM30)， 46%多孔(AM46) AMed Ti6Al4V工件完全致密（AM0）、30%多孔（AM30）和46%多孔（AM46）AMed Ti6Al4V工件。

加工多孔或孔隙誘導(dǎo)的工件材料的過(guò)程可被視為一個(gè)中斷的切削操作，其中工件的一段是用于連續(xù)切削的固體塊狀材料，工件表面上的孔隙代表刀具脫離切削的區(qū)域，如圖22（a）所示；從而形成短長(zhǎng)度的切屑。當(dāng)然而，在AMed工件的情況下，在大多數(shù)情況下，孔隙率都是微尺度的，可以應(yīng)用變形誘導(dǎo)切削機(jī)制，其中切削刀具刃與表面孔隙附近的工件區(qū)域的相互作用可以導(dǎo)致孔隙閉合和機(jī)加工表面的表面加工硬化，如圖22（b，c）所示。然而，在這兩種切割機(jī)制中，表面和/或地下孔隙度的存在導(dǎo)致切割力下降。

圖22 （a）含有宏觀孔隙的工件表面的中斷切割機(jī)制，以及含有微觀孔隙的工件表面的變形誘導(dǎo)切割機(jī)制，導(dǎo)致（a）孔隙閉合和（b）加工硬化機(jī)加工表面。

Caustan和Cimino認(rèn)為，多孔工件造成的中斷切削可能會(huì)在刀具上產(chǎn)生循環(huán)載荷，這種連續(xù)的加載和卸載循環(huán)可能會(huì)導(dǎo)致刀具邊緣出現(xiàn)微裂紋。

運(yùn)用現(xiàn)代企業(yè)管理方式及多年積累的企業(yè)文化，先后與國(guó)內(nèi)外30余家知名企業(yè)建立了配套關(guān)系，如中壓電器生產(chǎn)線焊接組裝用翻轉(zhuǎn)工裝， 諾基亞手機(jī)生產(chǎn)線配套工裝夾具，鋼鐵研究總院光譜分析儀鑄鋁外殼、沖擊試驗(yàn)機(jī)，北京不銹鋼異型件加工，北京不銹鋼零件加工，空氣濾芯沖壓模具。

3.5.2 各向異性的影響

AM誘導(dǎo)的材料性能各向異性是分析AMed鈦合金可加工性時(shí)不可忽視的另一個(gè)因素。關(guān)于各向異性對(duì)AMed零件加工性能影響的文獻(xiàn)非常有限。Shunmugavel等人通過(guò)正交切削實(shí)驗(yàn)，研究了SLM在不同建筑取向下制備的Ti6Al4V的可切削性，得出結(jié)論，可切削性受β晶粒取向的影響。

在與工藝過(guò)程中形成的層流和柱狀優(yōu)先β晶粒方向相關(guān)的不同方向上移除一毫米厚的表面材料層。在垂直于層流優(yōu)先β晶粒的X-Y平面（圖23（A））中沿Y方向進(jìn)給（情況1），在Y-Z平面（圖23（b））中沿Y方向進(jìn)給，穿過(guò)柱狀優(yōu)先β晶粒（情況2），并在平行于層流優(yōu)先β晶粒的Y-X平面上沿X方向進(jìn)給（圖23（c））（情況3）。當(dāng)切削進(jìn)給方向與層流優(yōu)先β晶粒垂直時(shí)，切削力（主切削力和推力）***大（情況1），而當(dāng)切削穿過(guò)柱狀優(yōu)先β晶粒時(shí)，切削力***小（情況2）。至于表面完整性，發(fā)現(xiàn)情況1的機(jī)加工表面***光滑，而在其他兩種情況的機(jī)加工表面上發(fā)現(xiàn)鋸齒狀刀具軌跡（圖24（a-c））。由于刀具上的BUE，鍛造Ti6Al4V的機(jī)加工表面***差（圖24（d））。

圖23 研究了SLMed Ti6Al4V試樣的顯微組織特征和正交切削策略；（a）案例1：垂直于建筑方向（沿X-Y平面的Y方向），（b）案例2：垂直于建筑方向（沿Z-Y平面的Y方向），（c）案例3：平行于建筑方向（沿X-Y平面的X方向）。

圖24 加工表面的光學(xué)圖像；（a） SLMed Ti6Al4V的情況1、（b）情況2、（c）情況3，以及d）鍛造Ti6Al4V樣品。

Lizzul等人研究了AM工藝引起的各向異性對(duì)刀具磨損的影響。他們得出結(jié)論，α-晶界（αGB）的方向是影響工件可加工性的關(guān)鍵因素。實(shí)驗(yàn)通過(guò)銑削AMed Ti6Al4V試塊進(jìn)行，該試塊在αGB層的四個(gè)堆積方向（0°、36°、72°和90°）制備。由于所有切削參數(shù)都是恒定的（進(jìn)給速度：0.02 mm/齒，切削速度：75 m/min，軸向/徑向切削深度：0.2 mm/2 mm），因此工件的各向異性被認(rèn)為是影響刀具磨損發(fā)展的******因素。結(jié)果表明，當(dāng)αGB層傾角從0°增加到90°時(shí)，刀具壽命逐漸降低到40%。在AMed 鈦合金的切削過(guò)程中，αGB層代表了微觀結(jié)構(gòu)中的不連續(xù)性和可能產(chǎn)生裂紋的薄弱點(diǎn)。如圖25所示，銑刀的旋轉(zhuǎn)邊緣以對(duì)準(zhǔn)角κ切入工件。當(dāng)層的方向角為0°時(shí)，配準(zhǔn)角為90°。在這種情況下，切削刃的旋轉(zhuǎn)方向與αGB層平行，這有助于形成切屑，從而去除材料，減少作用在切削刃上的力，提高刀具壽命。相反，當(dāng)切削90°-αGB層試樣時(shí)，切削過(guò)程穿過(guò)αGB層，增加了切削力，導(dǎo)致更嚴(yán)重的刀具磨損。

圖25 （a）相對(duì)于0°樣品先前β晶粒方向的刀具嚙合，以及（b）顯示αGB層相對(duì)于刀具對(duì)準(zhǔn)角κ的取向角的縮放圖片。

3.5.3 后處理熱處理的效果

一般而言，AMed構(gòu)件采用后處理熱處理，以獲得更好的延展性和強(qiáng)度。然而，Littlefair等人報(bào)告稱，由于SLMed Ti6Al4V的熱處理，微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，強(qiáng)度增加，導(dǎo)致刀具在高速切削時(shí)出現(xiàn)嚴(yán)重磨損和災(zāi)難性刀具失效，如圖26（a）所示。此外，由于熱處理后工件的延展性增加，鈦材料與刀具的附著力顯著增加，導(dǎo)致加工表面更粗糙，如圖26（b）所示。他們還報(bào)告說(shuō)，切割速度的增加導(dǎo)致加工工件表面下的塑性變形深度增加，如圖26（c）所示。

圖26 （a）刀具磨損，（b）機(jī)加工表面粗糙度，以及（c）不同切削速度下鍛造和SLMed Ti6Al4V工件的亞表面塑性變形的變化。

Ahmadi等人研究了具有不同α和β相組成的熱處理Ti6Al4V的微銑削。他們發(fā)現(xiàn)，由于工件的硬度更高，刀具邊緣的BUE更大，含有兩種相的較小晶粒尺寸和β相的較低分?jǐn)?shù)的樣品導(dǎo)致更高的切削力。他們還發(fā)現(xiàn)，加工工件表面的紋理取決于銑削策略，無(wú)論是上銑還是下銑，下銑都會(huì)產(chǎn)生更多的壓縮次表面變形。應(yīng)力消除熱處理還增加了AM制造組件上的壓縮應(yīng)力，這也解釋了與竣工和鍛造條件相比，應(yīng)力消除組件的切削力增加的原因（圖27）。

圖27 鍛造（常規(guī)）、SLM竣工（SLM-AB）和SLM應(yīng)力消除（SLM-SR）Ti6Al4V工件的合成切削力隨切削長(zhǎng)度的變化。

與鍛造工件相比，LAD制造的Ti6Al4V需要更高的切削力進(jìn)行加工。熱處理與加工參數(shù)對(duì)變形鈦合金的影響可導(dǎo)致疲勞壽命方面的裂紋萌生率。了解后熱處理工藝對(duì)加工過(guò)程的影響至關(guān)重要，無(wú)論是鍛造零件還是AMed零件。在某些情況下，熱處理不僅可以通過(guò)提高延展性、耐磨性、強(qiáng)度來(lái)提高AMed 鈦合金的機(jī)械性能，而且可以降低切削力和延長(zhǎng)刀具壽命。然而，每種AM工藝都需要特定的工藝相關(guān)熱處理，以實(shí)現(xiàn)熱處理AMed鈦合金工件的***佳可加工性。

3.6 AMed鈦合金加工建模

近年來(lái)，許多研究人員成功地證明，金屬增材制造工藝已經(jīng)成熟，可以生產(chǎn)出具有可靠和可重復(fù)機(jī)械性能的金屬零件，適合特定應(yīng)用。盡管如此，大多數(shù)研究從成形過(guò)程的角度報(bào)告了研究結(jié)果，并沒(méi)有探索后續(xù)后處理（如機(jī)加工操作）對(duì)部件性能的影響。因此，了解加工對(duì)AMed 鈦工件性能的影響至關(guān)重要。***重要的是，需要開(kāi)發(fā)AMed部件后加工操作的數(shù)值模型，以便在一定范圍內(nèi)預(yù)測(cè)零件性能。

通過(guò)比較計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果（圖28），發(fā)現(xiàn)主切削力、推力和切削溫度的誤差在1%~10%之間。然而，可以看出，進(jìn)給速度為0.05 mm/rev時(shí)，切削力的誤差更大。此外，與預(yù)測(cè)切削力相比，不同切削參數(shù)下的預(yù)測(cè)溫度誤差更大（通常超過(guò)15%）。這歸因于模型參數(shù)的優(yōu)化，因?yàn)镋BMed Ti6Al4V的材料性能與鍛造材料非常不同。類似地，Bordin等人應(yīng)用相同的模型來(lái)模擬EBMed Ti6Al4V的半精車削過(guò)程。結(jié)果表明，主切削力預(yù)測(cè)值在可接受范圍內(nèi)（誤差7%）。然而，預(yù)測(cè)的進(jìn)給力和切削溫度值遠(yuǎn)高于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，如圖29所示。

圖28 EBMed Ti6Al4V工件正交切削建模中主切削力、推力和溫度的驗(yàn)證。

圖29 EBMed Ti6Al4V干車削和低溫半精車削過(guò)程中（a）主切削力、（b）進(jìn)給力和（c）溫度的預(yù)測(cè)數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較。

在切削過(guò)程的模擬中，采用了局部重劃方法，提高了加工表面應(yīng)力分布的精度。如圖30所示，報(bào)告了考慮α片層應(yīng)變、α片層厚度和α片層納米硬度變化的切屑形成模擬，這與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常一致。此外，還發(fā)現(xiàn)，由于應(yīng)變軟化，使用低溫冷卻劑的塑性應(yīng)變較高；然而，發(fā)現(xiàn)低溫冷卻劑條件下的α-片層厚度小于干切削工藝的厚度，如圖31（a，b）所示。納米硬度受α片層厚度和應(yīng)變的影響（圖31（c，d））。具體而言，當(dāng)α片層厚度較低時(shí)，在低溫冷卻劑環(huán)境下可以看到較高的硬度。在較高的切削速度下，隨著α片層應(yīng)變的增加，亞表層納米硬度增加。

圖30 模擬結(jié)果顯示了EBMed Ti6Al4V工件干加工過(guò)程中預(yù)測(cè)的（a）α片層應(yīng)變、（b）α片層厚度和（c）α片層的納米硬度。

圖31 在（c）干燥和（d）低溫加工條件下，預(yù)測(cè)和實(shí)驗(yàn)（a）α片層塑性應(yīng)變、（b）α片層厚度和加工表面納米硬度之間的比較。

圖32表示由五個(gè)覆層組成的薄壁零件的LAD模擬。可以觀察到，當(dāng)初始層被熔覆時(shí)，殘余應(yīng)力較大，并且由于后續(xù)層的溫度分布均勻，新熔覆層下方的熱應(yīng)力減小。熔覆完成后，由于熱端效應(yīng)，殘余應(yīng)力分布變得均勻，但在薄壁的中間部分更高。圖33顯示了不同加工間隔下的殘余應(yīng)力分布。銑削***底層后，殘余應(yīng)力發(fā)生顯著變化。研究發(fā)現(xiàn)，去除表面材料后，表面的初始拉伸殘余應(yīng)力狀態(tài)降低，加工后表面變得壓縮。模擬結(jié)果表明，在機(jī)械加工和AM條件下，殘余應(yīng)力平均降低約47%。

圖32 打印后，通過(guò)激光添加沉積工藝制造薄壁零件時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)：（a）一層；（b）兩層；（c）三層；（d）四層；（e）完整部分

圖33 不同后處理加工時(shí)間后的應(yīng)力分布：（a）0 s，（b）0.037 s，（c）0.074 s，（d）0.111 s，（e）0.148 s，和（f）0.185 s。

4 討論及未來(lái)工作

本文全面回顧了增材制造的鈦合金及其機(jī)械加工性能。在用于制造鈦組件的各種AM工藝中，確定了五種***廣泛使用的MAM工藝，即：SLM、EBM、LAD、WAAM和CSAM。在過(guò)去十年中，對(duì)AMed 鈦加工特性的研究越來(lái)越多，已發(fā)表的文獻(xiàn)研究了與印刷零件材料特性相關(guān)的切削性能變化。

眾所周知，鈦合金由于其高彈性模量和屈服強(qiáng)度，其機(jī)械加工性能較差。在加工鈦合金時(shí)，切削區(qū)內(nèi)嚴(yán)重的刀具磨損和高溫會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的刀具磨損。在加工AMed鈦合金時(shí)也報(bào)告了類似的觀察結(jié)果。與加工變形鈦合金時(shí)的冷卻和潤(rùn)滑方法類似，冷卻液和替代方法（如低溫冷卻和MQL）被用于降低切削溫度和隨后的刀具磨損，***終改善了加工工件的表面完整性。

切削參數(shù)的選擇是需要進(jìn)一步研究的另一個(gè)方面。切削深度的選擇可能會(huì)對(duì)AMed Ti組件的表面完整性產(chǎn)生重大影響。切削過(guò)程中刀具/工件的相互作用會(huì)導(dǎo)致加工表面上的殘余應(yīng)力以及次表面變形，而這些不可見(jiàn)的影響直接受到切削參數(shù)選擇的影響。在AMed Ti部件的微加工中，了解使用常規(guī)微加工工藝可以實(shí)現(xiàn)的公差和表面粗糙度至關(guān)重要。

***重要的是，孔隙率和各向異性導(dǎo)致材料性能沿不同方向和不同位置發(fā)生變化，這是AMed鈦合金的一個(gè)特征。此外，后處理熱處理使AMed鈦合金的微觀結(jié)構(gòu)和機(jī)械特性發(fā)生顯著變化。在多軸加工中，刀具軌跡的優(yōu)化應(yīng)考慮印刷/切削方向，這有助于提高已加工AMed零件的表面光潔度和尺寸精度。

除了所有這些關(guān)于切削參數(shù)的研究工作外，對(duì)于適合加工AMed零件的刀具及其設(shè)計(jì)還沒(méi)有太多的關(guān)注。應(yīng)明確關(guān)注刀具刃口的前角、卸壓角和間隙角。因此，必須更加重視刀具的研發(fā)，以獲得更好的AMed零件精加工質(zhì)量。

5 結(jié)論

本文對(duì)鈦合金的切削加工性能進(jìn)行了綜述和討論。在宏觀/微觀尺度上切削AMed鈦合金時(shí)，切削力、溫度、表面光潔度、亞表面微觀結(jié)構(gòu)、切屑形貌和刀具磨損均較高。還總結(jié)了冷卻/潤(rùn)滑方法（包括MQL和深冷）對(duì)切削響應(yīng)的影響。討論了孔隙率、各向異性和熱處理后材料性能對(duì)AMed鈦合金切削性能的影響。還簡(jiǎn)要討論了使用建模技術(shù)評(píng)估AMed Ti工件的可加工性。從*********的研究中得出的結(jié)論總結(jié)如下：

（1）在不同的AM方法中，基于PBF的方法，SLM和EBM由于其設(shè)計(jì)靈活性，在鈦合金零件的制造中占據(jù)主導(dǎo)地位。然而，這些AM工藝僅限于其機(jī)室尺寸；因此，它們適用于尺寸小、產(chǎn)量低的零件。或者，其他AM工藝（如LAD、WAAM和CSAM）正越來(lái)越多地應(yīng)用于以更快的生產(chǎn)率制造更大尺寸的鈦組件。然而，這些工藝生產(chǎn)的零件需要后續(xù)的后加工。迄今為止，與鍛造工件相比，關(guān)于AMed 鈦工件可加工性的信息非常少，其中大部分與SLM和EBM打印零件有關(guān)，僅限于一種類型的鈦合金（Ti6Al4V）。因此，進(jìn)一步探索AMed鈦合金的加工特性還有很大的研究差距。

（2）與鍛造鈦合金相比，AMed鈦合金的機(jī)械性能（包括硬度、屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度）更高，這導(dǎo)致更高的切削力和切削溫度，增加了AMed鈦合金的加工難度。

（3）在加工AMed 鈦零件時(shí)，惡劣的切削條件直接導(dǎo)致較高的刀具磨損率，從而進(jìn)一步影響已加工工件的表面完整性，導(dǎo)致較高的表面粗糙度和高硬度的塑性變形亞表層。

（4）采用低溫冷卻和MQL等交替冷卻和潤(rùn)滑方法來(lái)降低切削溫度和隨后的刀具磨損，從而***終改善已加工AMed工件的表面完整性。然而，在微加工過(guò)程中，由于產(chǎn)生的熱量很小，冷卻劑的影響很小。

（5）材料性能的孔隙率和各向異性顯著影響AMed 鈦組件的可加工性。此外，后處理熱處理引起微觀結(jié)構(gòu)特征的變化，進(jìn)一步動(dòng)態(tài)影響加工響應(yīng)。因此，應(yīng)進(jìn)一步研究AMed 鈦工件的切削性能與顯微組織特征之間的關(guān)系。

來(lái)源：Machinability of additively manufactured titanium alloys: Acomprehensive review, Journal of Manufacturing Processes, doi.org/10.1016/j.jmapro.2022.01.007

參考文獻(xiàn)：X. Gao, et al., A study of epitaxial growth behaviors of equiaxed alpha phase at different cooling rates in near alpha titanium alloy, Acta Mater, 122 (2017), pp. 298-309

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