原標題：增材製造鈦合金的可（kě）加工性（xìng）:綜述（3）
江蘇激光（guāng）聯盟陳長軍導讀：
本文根據對（duì）切削力、表麵光潔度和刀具磨損的研究，對各（gè）種AM技術製備的鈦合金的切削（xuē）性（xìng）能進行了全麵的綜述。本文為第三（sān）部分。
3.4 AMed鈦（tài）合金的微加工
隨著精密製造的發展，微機械加工在微型零件（jiàn）的生（shēng）產中迅速發展。由（yóu）於易用性、工藝靈活（huó）性、低安（ān）裝成（chéng）本和無限製的零件材料（liào）等優點，微機（jī）械加工已成為大規模生產（chǎn）具有（yǒu）複雜三維輪廓（kuò）零件（如（rú）微傳感（gǎn）器、生物醫學零件、微模具和模具）的***有前景的技術。然而，與傳統尺（chǐ）度（毫米級）下（xià）的切削過程相比，當加工參數（主要是（shì）進給（gěi）速度）減小到微米級時，一些經常被忽略的因素變得非常重要。
在傳統的宏觀加工中，切削刃通常被認（rèn）為（wéi）是鋒利的，這意味著切削刃的半徑遠小於進給速（sù）度。在微機械加工中，切削深度在1 mm以（yǐ）內，進給速度通常在微米（mǐ）級。在這種情況下，切削刃的半徑通常與***小未變形切（qiē）屑厚度相（xiàng）似，甚至更（gèng）大（圖18）。從正交切削的角度來看，這意味著切屑流的形成是由切削刃（rèn）的犁削（或彈性恢複）而不（bú）是切（qiē）削引起的。微加工中的另一個關鍵因素是毛刺的形成（chéng）。毛刺是影響滿（mǎn）足所需尺寸公差和幾何形狀能力的缺陷。在銑削過程中，由於工件（jiàn）材料的推壓，在切削路徑的入口和出口形成毛刺。傳統的去毛刺方（fāng）法不適用於（yú）微尺度加工的零件，因為它可（kě）能會損壞加工表麵（miàn）以（yǐ）及尺寸精度。因此，為了保證（zhèng）加工表麵（miàn）的質量（liàng），限製微加工中毛刺的（de）形成（chéng）是非常重（chóng）要（yào）的。
圖（tú）18 不同切削深度下微（wēi）細銑削中切屑形成的機理：（a）切削深度<切削刃半徑，（b）切削深度=切削（xuē）刃半徑，（c）切削深度>切削刃半徑。
已經（jīng）開展了多項研究，以研究AMed鈦合金的微觀切削性能。Le Coz等人（rén）研究了SLMed Ti6Al4V在幹（gàn）切（qiē）削條件下的（de）微（wēi）車削過程，切削力、硬度和殘餘應力是分析的主要響應。Bonaiti等人研究了LAD在不同（tóng）軸向切削深度和進給速度下製造的Ti6Al4V的微（wēi）銑削。他們提出（chū），硬度是影響微細加工中切削力和毛（máo）刺形成的關鍵因素。具體而言，切削力和毛刺數量（liàng）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（wēi）切削（xuē）過程（chéng），並分析了不同切削參數下的切屑（xiè）形態。如圖19（b）所示，切屑（xiè）的（de）形狀從6 m/min的長錐形螺（luó）旋切屑變（biàn）為（wéi）102 m/min的（de）螺旋狀錐形切屑。在500 m/min的較高速度下（xià），切屑為螺旋狀帶狀，但易（yì）碎。較低（dī）的未切割切屑厚度會形成（chéng）螺旋狀的錐形切屑，較高的進給速度（dù）會形成較長的切屑。
圖19 （a） AMed Ti6Al4V微銑削中的毛刺形（xíng）成，（b）不同工件材料微切削中（zhōng）的切屑形態，（c）在不同切削參數下鑽削DMLSed工件時的孔質量，（d）通過CT（計（jì）算機斷層掃描）掃描的螺紋孔形（xíng）態。
Rysava等研究（jiū）了由（yóu）DMLS通過牙釘（dìng）的微鑽孔和螺紋製造的Ti6Al4V的可加工性。對不同軸向位置的孔徑精度（dù）進行了分析（xī），發現由於主軸的跳動，孔徑隨（suí）深度的增加略有增大。鑽孔和螺紋（wén）操作中，不同切（qiē）削（xuē）參數下（xià）的毛刺大小和形狀差異不顯著（圖19（c）和圖19（d））。
在另一項研究中，Hojati等人係統地研究了鍛造和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，由於尺寸效應，當切屑厚度小於7.4μm時，切削EBMed工件的比能（néng）量高出5-15%。加工變（biàn）形（xíng）材料時（shí），毛刺形成是連續的（de），並且具有波形特征。相（xiàng）比之下，由於（yú）AMed零件粗糙（cāo）表（biǎo）麵的不規則特性，EBMed零件上形成的毛刺不連續且尺寸（cùn）較小。此外，盡管硬度較高，但EBMed零件（jiàn）上形成了更（gèng）多的毛刺。此外，還發現在較低的未切割切（qiē）屑厚度下會形成更（gèng）多的毛刺（圖20）。這是因（yīn）為犁削現象顯著，導致比能量較大，剪（jiǎn）切變形占主導地位，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性。
3.5 AMed鈦合金材料性能的影響（xiǎng）
3.5.1. 孔隙度（dù）的影（yǐng）響
加工後接近（jìn）完全致密的AMed鈦部件表（biǎo）現出優異的機械性能。然而，即使存在***輕微的孔隙，這些（xiē）零件的機械性能也會顯著降低。AMed零件表麵的氣孔顯著影響此類零件（jiàn）的可加（jiā）工性。Varghese等人報告說，切削力和表麵光潔度取決於AMed試樣的孔隙度水平。他們發現，平（píng）均切削力隨著孔隙度的增加而（ér）降低，而表麵光潔度***初隨著孔隙度的增加而惡化，隨著孔隙度值的增加（jiā）而改善，如圖21所示。多孔（kǒng）AMed 鈦工件的不均勻性導致切削力隨著切削（xuē）深度的增加（jiā）而增加。他們還發現，與鍛造零件相比，多孔AMed Ti6Al4V零件的表麵光潔度非常差（chà）。
圖21 (a)切削力和(b)表麵粗糙度（dù）隨切割深度(DOC)從（cóng）60 μm增加到100 μm的變化。鍛造(WT)，全致（zhì）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（gōng）件。
加工多孔或孔隙（xì）誘導的工件材料的過程可被視為一個中斷的（de）切削操作，其中（zhōng）工件的一段是（shì）用於連續切削的固體（tǐ）塊狀材料，工件表麵上的孔隙代表刀具脫離切削的區域（yù），如圖22（a）所示；從而形成短長度（dù）的切屑。當然而，在AMed工件的情況下，在（zài）大多數情況下（xià），孔隙率都是微尺度的，可以應用（yòng）變形誘導切削機製，其中切削（xuē）刀（dāo）具刃（rèn）與表麵孔隙附近的工件區域的相互作用可以導致孔隙閉合和（hé）機加工表麵的表麵加工硬化，如圖（tú）22（b，c）所示。然而，在這兩種切割機製中，表麵和/或地下孔隙度的存在導致切割（gē）力下（xià）降（jiàng）。
圖22 （a）含有宏觀孔隙（xì）的（de）工件表麵的中斷切割機（jī）製，以及含（hán）有微觀孔隙的工件表麵（miàn）的變形（xíng）誘導切割機製，導致（a）孔隙閉合和（b）加工硬（yìng）化機加工（gōng）表麵。
Caustan和Cimino認為，多（duō）孔工件造成的中斷切削可能會在刀具上產生循環載荷，這種連續的加載和卸載循環可能會導致刀具邊緣出現微裂紋。
運用現代企業（yè）管理（lǐ）方式及多（duō）年積累的（de）企業文化，先後與國內（nèi）外30餘家知名企業建立了配套關係，如中壓電器（qì）生產線焊接組裝用翻（fān）轉工裝， 諾基亞手機生產線配套工裝夾具，鋼鐵研究（jiū）總院光譜分析儀鑄鋁外殼、衝擊試驗機，北京不鏽鋼異型件加工，北京不（bú）鏽（xiù）鋼零件加工，空氣濾（lǜ）芯衝壓模具。
3.5.2 各向異性的影響
AM誘導的材料性能各向異（yì）性是分析AMed鈦合金可加工性時不可忽視的另一個因（yīn）素。關於各（gè）向（xiàng）異性對AMed零件加（jiā）工性能影響的文獻非常有限。Shunmugavel等人通過（guò）正交切（qiē）削（xuē）實驗，研究了SLM在（zài）不同建築取（qǔ）向下（xià）製（zhì）備的Ti6Al4V的可（kě）切削性，得（dé）出（chū）結論，可切削性受β晶粒取向的影響。
在與工藝過程中（zhōng）形（xíng）成的層流和柱狀優先β晶粒方向相（xiàng）關的不同（tóng）方向上移除一毫米厚的表麵材料層。在垂直於層流優先β晶粒的X-Y平麵（圖23（A））中沿Y方向進（jìn）給（情況（kuàng）1），在Y-Z平麵（圖23（b））中（zhōng）沿Y方向進給，穿過柱狀優先β晶粒（情況2），並在平行於層流優先β晶粒的Y-X平麵上沿X方（fāng）向進給（圖23（c））（情況3）。當切（qiē）削進（jìn）給方向與層流優先β晶粒垂直時，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，切削力***小（情況2）。至於表麵（miàn）完整性，發現情（qíng）況1的機加工（gōng）表麵***光滑，而在其他兩種（zhǒng）情況的機加工（gōng）表（biǎo）麵（miàn）上發現鋸齒狀（zhuàng）刀具（jù）軌跡（jì）（圖24（a-c））。由於刀具上的BUE，鍛造Ti6Al4V的機加工表麵***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：垂直於建築方向（沿X-Y平麵的Y方向（xiàng）），（b）案例2：垂直於建築方向（沿Z-Y平麵（miàn）的Y方向），（c）案例3：平行於建築方向（沿X-Y平（píng）麵的（de）X方向）。
圖24 加工表麵的光學圖像；（a） SLMed Ti6Al4V的情況1、（b）情況2、（c）情（qíng）況3，以及d）鍛造Ti6Al4V樣品。
Lizzul等人研究了AM工藝引起的各（gè）向異性對刀具磨損的影響。他（tā）們得出結論，α-晶界（jiè）（αGB）的方向（xiàng）是影響工件可加工性的關鍵因素。實驗通過銑削AMed Ti6Al4V試塊進行（háng），該（gāi）試塊在αGB層的（de）四個（gè）堆積方向（0°、36°、72°和90°）製備。由於所有（yǒu）切削參數都是恒定的（進給速度（dù）：0.02 mm/齒，切削速（sù）度（dù）：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（bèi）認為是影響刀具磨損發展（zhǎn）的******因（yīn）素。結果表明，當αGB層傾角從0°增加到90°時，刀具壽命逐（zhú）漸降低到40%。在（zài）AMed 鈦合金的切削過程中，αGB層代表了微觀結構中的不連續性和可能產生裂紋的薄弱點。如圖25所示，銑刀的旋轉邊緣以對準角（jiǎo）κ切入工（gōng）件。當層的（de）方向角為0°時，配準角為90°。在（zài）這種情況下，切削刃的（de）旋轉方（fāng）向與αGB層平行，這（zhè）有助於形成切屑，從而去除材料，減少（shǎo）作（zuò）用在切削刃上的力，提高刀具壽命。相反，當切削90°-αGB層試樣時，切削過程穿過αGB層，增加了切削力，導致（zhì）更嚴重（chóng）的刀（dāo）具磨損。
圖25 （a）相對於0°樣品先前β晶粒方（fāng）向的刀具齧合，以及（jí）（b）顯示αGB層相對於刀具對準（zhǔn）角κ的取向角（jiǎo）的縮放圖片。
3.5.3 後處理熱處理的（de）效果
一般而言，AMed構件采用後處理（lǐ）熱處理，以獲得更好（hǎo）的（de）延展性（xìng）和強度。然而，Littlefair等人報告稱，由於SLMed Ti6Al4V的熱處理，微觀結構發生變化，強度增加，導致刀具在高速切削時出現嚴重磨損和災難性刀具失效，如圖26（a）所示。此外，由於熱處理後工件的延（yán）展性增加，鈦材料與刀具的附著力顯著增加，導致加工表麵更（gèng）粗糙，如圖26（b）所示。他們還報告說，切割速度的增加導致加工工件（jiàn）表麵下的塑性變形深度增加，如圖26（c）所（suǒ）示。
圖26 （a）刀具磨損，（b）機加工表麵粗糙度，以及（jí）（c）不同切削速度下鍛造和SLMed Ti6Al4V工件的亞表麵塑性變形的變化。
Ahmadi等人研究了（le）具有不同α和β相組成的（de）熱處理Ti6Al4V的微銑削。他們發現，由於工（gōng）件的硬度更高，刀具邊緣的（de）BUE更大，含有兩種（zhǒng）相的較小晶粒尺寸和β相（xiàng）的較低分數的樣品導致更高的切削（xuē）力。他們還發（fā）現，加工工件表麵的紋理取決於銑削策略，無論是上銑還是下（xià）銑，下銑都會產生更多的壓縮次表麵（miàn）變形（xíng）。應力（lì）消除熱（rè）處理還增加了AM製造組件上的壓縮應力，這也解釋了與竣工和鍛造條件相比，應力消除組件的切削（xuē）力增加的原因（圖（tú）27）。
圖27 鍛造（zào）（常規）、SLM竣工（SLM-AB）和SLM應力消除（SLM-SR）Ti6Al4V工件的合成切削力隨切削長（zhǎng）度的變化。
與鍛（duàn）造工件相比，LAD製造的Ti6Al4V需要更高的切（qiē）削力進行（háng）加（jiā）工。熱處理與加工參數對（duì）變形鈦合（hé）金的影響（xiǎng）可導致疲勞壽命方麵的裂紋萌生（shēng）率。了解後熱處理（lǐ）工藝對加工過（guò）程的影響至關重要，無論是鍛造零件還是AMed零件。在某些情況下，熱處理不（bú）僅可以通過提高延展性、耐磨性、強（qiáng）度來提高AMed 鈦合（hé）金的機械性能，而且可以降低切削力和延長刀具壽命。然而，每種AM工藝都（dōu）需（xū）要特定（dìng）的工藝相關熱處理，以實現熱處（chù）理AMed鈦合（hé）金（jīn）工件的***佳（jiā）可加工性。
3.6 AMed鈦（tài）合金加工建模
近年來，許多研究（jiū）人（rén）員（yuán）成功地（dì）證明，金屬增材製造工藝已經成熟，可以生產出具有可靠和可重複機（jī）械性能的金屬零件，適合特定應用。盡管如此，大多數研究（jiū）從成形過（guò）程的角度（dù）報告了研究結果，並沒有探索後（hòu）續後處理（如機加工操作）對部件性能的影響。因此，了解加工對AMed 鈦工件性能的影（yǐng）響至關重要。***重要的（de）是，需要開（kāi）發AMed部件後加工操作的數值模型，以（yǐ）便在（zài）一定範圍內預測（cè）零件性能。
通過比較計算結果和實（shí）驗結果（圖28），發現主切削力、推力和切（qiē）削溫（wēn）度的誤差在（zài）1%~10%之間。然而（ér），可以看出，進給速度為（wéi）0.05 mm/rev時，切削力的誤差（chà）更大。此外，與預測切削力（lì）相比，不同切削參數下的（de）預測溫度（dù）誤（wù）差更大（通（tōng）常超（chāo）過15%）。這歸因於模型參數的優化，因為EBMed Ti6Al4V的材料性能與鍛造材料（liào）非常不同。類似地，Bordin等人應（yīng）用相同的模型來模擬EBMed Ti6Al4V的半精車削過程。結果表明，主切削力預測值在可接受範（fàn）圍內（誤差7%）。然而，預測的進給力和切削溫度值遠高（gāo）於實驗數據，如（rú）圖29所示。
圖28 EBMed Ti6Al4V工件正交切（qiē）削建模中主切削力、推力和溫度的驗證（zhèng）。
圖29 EBMed Ti6Al4V幹車（chē）削（xuē）和低溫半精（jīng）車削過程中（a）主切削力、（b）進（jìn）給力和（hé）（c）溫度的預測數據與實驗（yàn）數據的比較。
在切削過程的模擬中，采用（yòng）了局部重劃方法，提高了加工（gōng）表麵應力分布的精度。如圖30所示，報告了（le）考慮α片層應變、α片層厚度和α片層納米（mǐ）硬度變化的切屑形成（chéng）模擬，這（zhè）與實驗結果非常一致。此外，還發現，由於應變軟化，使（shǐ）用低溫冷卻劑的塑性應變較高；然而，發現低溫冷卻劑條件下的（de）α-片層厚度小於（yú）幹切削工藝的厚度，如圖31（a，b）所示。納米硬度受α片層厚（hòu）度和應變的影響（圖31（c，d））。具體而言，當α片層厚度較（jiào）低時，在低溫冷卻劑（jì）環境下可以看到較（jiào）高的硬度。在較高的切削速度下，隨著（zhe）α片層應變的增加，亞表層納米（mǐ）硬度增加。
圖30 模擬結果顯示了EBMed Ti6Al4V工件幹加工過程中預測的（a）α片層應變、（b）α片層厚度和（c）α片層的（de）納（nà）米硬度。
圖31 在（c）幹燥和（d）低溫加工（gōng）條（tiáo）件下，預測和實驗（a）α片層塑性應變、（b）α片層厚度和加工表麵（miàn）納米硬度之間的比較。
圖32表示由（yóu）五個（gè）覆層組成的薄壁零件（jiàn）的LAD模擬。可以觀察到，當初始層被熔覆時，殘餘應力較大，並且由於後續層的溫度（dù）分布均勻，新熔覆（fù）層下方的熱應（yīng）力（lì）減小。熔覆完成後，由於熱端效應，殘餘應力分布變得均勻（yún），但在薄壁的中間（jiān）部（bù）分更高。圖33顯示了不同加工間隔下的（de）殘餘應力分布（bù）。銑削***底層後，殘餘應力發生顯著變化。研究發現，去（qù）除表麵材（cái）料後，表（biǎo）麵的初（chū）始拉伸殘餘應力狀態（tài）降低，加（jiā）工後（hòu）表（biǎo）麵變得壓縮（suō）。模（mó）擬結果表明，在（zài）機械（xiè）加工和AM條件下，殘餘應力平均降低約（yuē）47%。
圖32 打印（yìn）後，通（tōng）過激光添加沉（chén）積工藝製造薄壁零件時產生的應力場：（a）一（yī）層；（b）兩層；（c）三層（céng）；（d）四層；（e）完整部分（fèn）
圖33 不同後處理加工（gōng）時間後的（de）應力分布：（a）0 s，（b）0.037 s，（c）0.074 s，（d）0.111 s，（e）0.148 s，和（hé）（f）0.185 s。
4 討論（lùn）及未來工作
本文全麵回顧了增材製造的鈦合金及其（qí）機械（xiè）加工（gōng）性能。在用於製造鈦組件的各種AM工藝中，確定了五種***廣泛使用的MAM工藝，即（jí）：SLM、EBM、LAD、WAAM和CSAM。在過去十年中，對AMed 鈦加工特性的（de）研究越來越多，已發表的文（wén）獻研究（jiū）了與（yǔ）印刷零件材料特（tè）性相關的切削性能變化。
眾所周知（zhī），鈦合金由於（yú）其高彈性模量和屈服強度，其機械（xiè）加工性能較差。在加工鈦（tài）合金時，切削區內（nèi）嚴重的刀具磨損和高溫會導致嚴重的（de）刀具磨損（sǔn）。在加工AMed鈦（tài）合金時也報告了類似的觀察結果。與加工變形鈦合金時（shí）的冷卻（què）和潤滑方法類似，冷卻（què）液和替代方（fāng）法（如低溫（wēn）冷卻（què）和MQL）被用於降低切削溫度（dù）和隨後的刀具磨損，***終改善了加工工件的表麵完整性。
切削參數的選擇是需要進一步研究的另一個方（fāng）麵。切削（xuē）深度的選擇可能會對AMed Ti組件的表麵完整性產生重大影響。切削過程中刀具/工件的（de）相互作用會導致加（jiā）工（gōng）表麵上的殘餘應力以及次表麵變形（xíng），而這些不可見的影響直接受到（dào）切削參數（shù）選擇的影響。在（zài）AMed Ti部（bù）件的微加工中，了解使用常規微（wēi）加工工藝可以實現的公差和表麵粗糙度至關重要。
***重要的是，孔隙率和各向異性導致材料性能沿不同方（fāng）向和不同位置發生變化，這是（shì）AMed鈦（tài）合金的一個特征。此外，後處理（lǐ）熱處理使AMed鈦合金的微觀結構和（hé）機械（xiè）特性發生顯著變化。在多軸（zhóu）加工中，刀具（jù）軌跡（jì）的優（yōu）化應考慮印刷/切削方向，這（zhè）有助於提高已加工AMed零（líng）件的表麵光潔度和尺寸精（jīng）度。
除了所有這些關於切（qiē）削參數的研究工（gōng）作外，對於適合加工AMed零件的刀具及其設計還沒有太多的關（guān）注。應明確關注刀具刃口的前角、卸（xiè）壓角和間隙角。因此，必須更加重視刀具的研發，以獲得更好的AMed零件精加工質量。
5 結論
本文對鈦合金的切（qiē）削加工性能進（jìn）行了綜述和討論（lùn）。在宏觀/微觀尺度上切削（xuē）AMed鈦合金時，切削力、溫度、表麵光潔度、亞表麵微觀結構、切屑形（xíng）貌和刀具磨損均較高。還總結（jié）了冷（lěng）卻/潤滑方法（包括MQL和深（shēn）冷）對切削響應的影響。討論了孔（kǒng）隙率、各向（xiàng）異性和熱處理後材料性能（néng）對AMed鈦合金切削性能的影響。還簡要討論（lùn）了使用建模（mó）技術評估AMed Ti工件（jiàn）的可加工性。從*********的研究中得出的結論總結如下：
（1）在不同的AM方法中，基（jī）於PBF的方法，SLM和EBM由於其設計靈（líng）活性，在（zài）鈦合金零件（jiàn）的製造中（zhōng）占據主導地位。然而，這些AM工藝僅限於其機室尺寸；因此，它們適用於尺（chǐ）寸小、產量低的零件。或者，其他AM工藝（如（rú）LAD、WAAM和CSAM）正越來越多地應用於以更快的生產（chǎn）率製造更大尺（chǐ）寸的鈦組件。然而，這些工藝生產的零件需要後續（xù）的後加工。迄今為止，與鍛（duàn）造工件相比，關於AMed 鈦工件（jiàn）可加工性的信息（xī）非常少，其中大部分與SLM和EBM打印零件有關，僅限於一種類（lèi）型的鈦合金（Ti6Al4V）。因此，進一步探索AMed鈦合金的加工特性還有（yǒu）很大的研究差距。
（2）與鍛造鈦合金相比，AMed鈦合金的機械性能（包（bāo）括硬度、屈（qū）服強度和極限抗拉強度）更高，這導致更高的切削（xuē）力（lì）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，惡劣的切削條件直接導致較高的刀具磨損率，從（cóng）而進一步影響已（yǐ）加工工（gōng）件的表麵完整性（xìng），導致較（jiào）高的表麵粗糙（cāo）度和高（gāo）硬度的塑性變形亞表層。
（4）采用低溫（wēn）冷卻和MQL等交替（tì）冷卻（què）和潤滑方法來（lái）降低切削溫度和隨後的刀（dāo）具磨損，從而***終改善（shàn）已加工（gōng）AMed工件的（de）表麵完（wán）整性。然而（ér），在（zài）微加工過（guò）程（chéng）中，由於產生的熱量很小，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（jiā）工性。此外，後（hòu）處（chù）理熱（rè）處理引起微觀結構特征（zhēng）的變化，進一步動態影響加工響應。因此，應進一步研究（jiū）AMed 鈦工件的切削性能與（yǔ）顯微組織特征之間的關係。
來源：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：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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