增材制造 (additive manufacturing，AM)，又被稱為3D打印技術(shù)，是指運(yùn)用計(jì)算機(jī)軟件建立零件的三維模型，通過特定打印技術(shù)以逐層熔凝堆積的方法將離散材料 (粉末、液體、絲材等) 加工成形的一種低損耗疊層加工技術(shù)，它是用材料逐層堆疊、自下而上的方法來制造工件的技術(shù)，相對(duì)于傳統(tǒng)的材料去除 (減材) 加工方法，它是一種“增材”的制造 方法[1-2]。增材制造技術(shù)可以直接使用在其他軟件得到的三維模型數(shù)據(jù)，將其導(dǎo)入到增材制造設(shè)備里直接快速地制造出復(fù)雜形狀的零件，不像傳統(tǒng)的減材加工需要多道加工工序，可以顯著地簡化工序，縮短加工周期[3]。與傳統(tǒng)的金屬材料制造工藝設(shè)備龐大、生產(chǎn)耗時(shí)高、能耗高、原材料利用率低、污染大等特點(diǎn)相比，增材制造技術(shù)具有材料綜合利用率高、工序少、成本低、設(shè)計(jì)自由度高、可用于制造復(fù)雜結(jié)構(gòu)的零件、易于實(shí)現(xiàn)智能化、效率高等優(yōu)點(diǎn)[4]。

Ti-6Al-4V(TC4) 由于具有比強(qiáng)度較高及較好的韌性和焊接性等優(yōu)點(diǎn)，在航空航天、石化、船海、醫(yī)藥等部門得到了廣泛的應(yīng)用。鈦合金通常采用鑄造、鍛造、機(jī)加工、粉末冶金或者凝固成型等傳統(tǒng)工藝來制造成零部件，但如果要加工形狀結(jié)構(gòu)復(fù)雜的鈦合金零件，傳統(tǒng)加工工藝可能加工質(zhì)量較差甚至是完全無法加工。傳統(tǒng)的鈦合金加工制造技術(shù)主要為減材制造、鑄造、鍛造等。常見的減材制造加工方式為切削和銑削，由于鈦合金的導(dǎo)熱性差，切削時(shí)切削熱不容易從工件上傳導(dǎo)出去，幾乎完全靠切屑帶走加工過程中產(chǎn)生的熱量，因而刀具部分很容易造成熱積累，產(chǎn)生粘刀和刀具的高溫失效。此外，由于鈦合金的硬度較高，切削變形系數(shù)小，所以切削過程中刀具上所受到的力非常大，容易造成崩刃，使刀具失效[5-6]。鑄造最常見的問題是鈦合金化學(xué)性質(zhì)極為活潑，就算殘留氧含量微少也很容易與鈦發(fā)生反應(yīng)產(chǎn)生氧化層，降低成形后工件的綜合性能，并且在鑄造過程中同樣容易形成縮孔、塌陷等組織缺陷。采用整體鍛造制造鈦合金結(jié)構(gòu)件，不僅需要大型鍛壓設(shè)備，生產(chǎn)周期長，制造成本高，而且難以制造復(fù)雜形狀的結(jié)構(gòu)件，材料利用率低[7-8]。

相對(duì)于傳統(tǒng)加工工藝，增材制造技術(shù)則擁有無可比擬的優(yōu)勢，可以解決傳統(tǒng)加工中的問題。增材制造可以直接打印出想要的零件，節(jié)約材料，基本無需后續(xù)加工，并且不需要模具和專用夾具就可以制造形狀復(fù)雜的零件。通過增材制造技術(shù)制造飛機(jī)的關(guān)鍵零部件，艦船的發(fā)動(dòng)機(jī)葉片等，不僅能提高零件的機(jī)械強(qiáng)度，還具有很高的生產(chǎn)效率[9]。然而，增材制造過程中工藝參數(shù)的改變以及不同熱處理方式對(duì)增材制造TC4 鈦合金微觀結(jié)構(gòu)以及力學(xué)性能有很大的影響，本工作綜述不同增材制造工藝參數(shù)和熱處理方式對(duì)增材制造TC4合金組織和性能影響，探討進(jìn)一步提升增材制造鈦合金構(gòu)件性能的有效途徑和增材制造領(lǐng)域未來發(fā)展的關(guān)鍵。

1 、增材制造TC4合金簡述

目前國內(nèi)外廣泛使用的增材制造設(shè)備種類繁多，常用的增材制造原材料形態(tài)為粉末狀和絲狀，原材料為絲狀的根據(jù)熱源的種類可分為激光熔絲增材制造 (laser and wire additive manufacturing，LWAM)、電弧熔絲增材制造 (wire and arc additive manufactu-ring，WAAM)、電子束熔絲增材制造 (electron beamfuse additive manufacturing，EBAM)。原材料為粉末狀時(shí)，根據(jù)增材制造設(shè)備內(nèi)粉末的進(jìn)給方式大致可分為預(yù)鋪粉型和同軸送粉型。預(yù)鋪粉型比較有代表性的有選區(qū)激光熔化 (selective laser melting，    SLM)、 電 子 束 選 區(qū) 熔 化 (selective electron beammelting，SEBM)；同軸送粉型比較有代表性的是激光金屬沉積 (laser metal deposition，LMD)。

送粉型鈦合金增材制造出現(xiàn)較早，有較長的發(fā)展歷史，發(fā)展比較完善，因此送粉型增材制造鈦合金是目前國內(nèi)外研究的主流，送粉型增材制造鈦合金成形后的組織主要為魏氏組織，性能基本上能滿足要求，但伸長率比較低，因此需要進(jìn)行進(jìn)一步的后處理，經(jīng)熱處理工藝后，魏氏組織可以向網(wǎng)籃組織轉(zhuǎn)變，因而可以提升綜合性能。

粉末激光增材制造中粉末的利用率較低，并且粉末粒徑較小，容易污染設(shè)備和環(huán)境，制備相對(duì)不方便，價(jià)格較高，而送絲型激光增材制造材料利用率很高，沒有粉塵污染，原料制備更加簡單，具有更高的經(jīng)濟(jì)性。因此，近些年來，送絲增材制造技術(shù)研究逐漸成為增材制造研究的主流方向。送絲增材制造鈦合金由于能量輸入方法不同，熔池形貌和冷卻速率不同，成形后的組織主要為魏氏組織和網(wǎng)籃組織，成形后零件的綜合性能強(qiáng)于傳統(tǒng)制造方法和送粉型鈦合金增材制造所制造的零件[10]。

TC4合金是一種常見的 、 應(yīng)用十分廣泛的α+β型兩相鈦合金，該合金與許多α+β型鈦合金一樣，具備較好的高溫性能以及可加工性，也可以進(jìn)行熱處理，有較好的綜合力學(xué)性能[11]。TC4合金以α相為主，一般含有 5％左右的β相，含有 6％的α相穩(wěn)定元素 Al 及 4％的β相穩(wěn)定元素 V。因?yàn)門C4合金主要由兩相構(gòu)成，所以稍微改變加工條件或其他因素就可改變兩相的比例和形態(tài)分布，改變材料的微觀結(jié)構(gòu)從而得到不同性能的鈦合金。

2、 增材制造工藝參數(shù)對(duì)Ti-6Al-4V合金組織和性能的影響

研究表明，通過對(duì)增材制造的工藝參數(shù)進(jìn)行合理調(diào)控，可以獲得近致密的TC4合金[12]。其中對(duì)增材制造合金性能影響最大的是能量輸入功率和掃描策略。

2.1 能量輸入功率和掃描速度的影響

能量輸入功率和掃描速度的大小直接決定粉末材料或者絲材的熔化狀況、熔池的形狀和流動(dòng)狀況、缺陷的類型和大小，圖 1 為激光功率和掃描速度對(duì)成型件的孔隙率的影響[13]。

Gong 等[14] 綜合考慮能量輸入功率與掃描速度，改變?cè)霾闹圃熘械膾呙杷俣群图す廨斎牍β?，?duì)比不同能量輸入功率制造的TC4 成形件內(nèi)部缺陷情況，結(jié)果表明，在合適的工藝參數(shù)范圍內(nèi)，試樣的顯微結(jié)構(gòu)幾乎不產(chǎn)生缺陷。當(dāng)能量輸入功率不足時(shí)，粉末顆?；蛘呓z材熔化不足，熔池會(huì)出現(xiàn)中斷不連續(xù)，產(chǎn)生較大的塌陷變形或者是大量的未熔合缺陷；此時(shí)隨著能量輸入功率增加，熔池的溫度逐漸升高，成形件內(nèi)部缺陷逐漸減少，當(dāng)能量輸入功率過大時(shí)，缺陷在試樣中呈隨機(jī)分布，并且形態(tài)一致性較高[15-17]。在掃描速度不變的情況下，隨著能量輸入功率的增高，成形件內(nèi)部缺陷減少，成形件致密度提高；能量輸入功率不變時(shí)，掃描速度增加組織晶粒變細(xì)[18]。

能量輸入功率影響著增材制造過程中缺陷的形成和試樣的組織結(jié)構(gòu)，進(jìn)而影響成形后試樣的綜合性能，如硬度、表面粗糙度、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。李吉帥等[19] 研究了不同掃描功率、掃描速度和掃描間距對(duì)TC4 金屬粉末成形質(zhì)量的影響，結(jié)果表明，低掃描功率下成形樣品表面的孔洞形貌不規(guī)則，大小不一，屬于熔合不良所導(dǎo)致的孔洞，當(dāng)功率到達(dá)一定時(shí)成形樣品表面光滑，孔洞數(shù)量極少，形狀規(guī)則且只有極少量未熔化的粉末顆粒，并且試樣的硬度隨功率的升高而增加。孫小峰等[13] 采用三參數(shù)正交實(shí)驗(yàn)法研究了激光功率、掃描速度以及層厚對(duì) SLM 成形TC4合金致密化行為及拉伸性能的影響，結(jié)果表明，致密度和孔隙率隨激光功率的變化都十分明顯，隨著能量密度的變化，樣品的屈服強(qiáng)度波動(dòng)高于抗拉強(qiáng)度波動(dòng)。Zhao 等[20] 研究了體積能量密度對(duì)增材制造TC4合金的組織和力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明，屈服強(qiáng)度、極限拉伸強(qiáng)度和斷裂伸長率均隨激光功率和掃描速度的線性增加而增加，如圖 2 所示，在較低激光功率的條件α′晶粒下粗化較為明顯，在高激光功率的條件下細(xì)化的α′晶粒占比則會(huì)明顯增加。

Fatoba[21] 研究了激光增材制造中加工參數(shù) (激光輸入功率、掃描速度和送粉速度) 與試樣力學(xué)性能 (硬度、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度) 之間的關(guān)系，得出了激光功率和掃描速度是影響增材制造鈦合金力學(xué)性能的兩個(gè)最重要的參數(shù)，并且存在一個(gè)工藝窗口得到的樣品力學(xué)性能最佳，而送粉速度對(duì)平均硬度、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的影響比較小。

2.2 掃描策略的影響

不同掃描策略會(huì)影響增材制造過程中熔池的散熱速率，從而影響組織中晶粒的生長狀況以及增材制造后合金的綜合性能。Syed 等[22] 采用單道、平行多道和振蕩沉積方法制備試樣，測試了平行和垂直于沉積面擴(kuò)展的裂紋，結(jié)果表明，由于較高的局部熱輸入，振蕩沉積、單道和平行多道試樣結(jié)構(gòu)非常相似，都表現(xiàn)出明顯的粗柱狀β晶粒組織和粗相變組織。在三種構(gòu)建方法中，振蕩沉積的裂縫擴(kuò)展速率最小。Syed 等[23] 還研究了兩種不同的沉積策略 (振蕩和平行多道) 對(duì)電弧熔絲增材制造的TC4合金在鑄態(tài)條件下的拉伸和高周疲勞性能的影響，結(jié)果表明，與平行多道沉積相比，振蕩沉積由于相變組織較粗，所以強(qiáng)度較低，但伸長率值兩者大致相似，都要大于典型的鑄造材料，兩種構(gòu)建策略都導(dǎo)致柱狀初生β晶粒沿材料構(gòu)建方向排列，這是因?yàn)檩^高的熱輸入和較慢的冷卻速度導(dǎo)致柱狀初生β晶粒更寬，從而導(dǎo)致α+β相變組織更粗，在多次循環(huán)下的兩個(gè)方向上，振蕩沉積建立試樣和平行多道建立試樣的疲勞強(qiáng)度相差不大。Zhang 等[24]研究了沉積速率對(duì)增材制造TC4合金顯微組織形貌和力學(xué)性能的影響，在所有沉積條件下，試樣的顯微組織形貌基本一致，這是因?yàn)樵谒谐练e條件下增材制造的溫度范圍已經(jīng)處于鈦合金相變的低溫區(qū)域；當(dāng)沉積速率增加時(shí)，合金的抗拉強(qiáng)度呈下降趨勢，顯微硬度呈分散性且明顯的下降趨勢 [25]。

傳統(tǒng)的掃描策略中的單向掃描和“之”字形掃描，在起始端和末端由于工作條件不穩(wěn)定，掃描速度較低，能量輸入較高，導(dǎo)致熔池形狀容易發(fā)生劇烈改變，極易產(chǎn)生缺陷[26-27]。正交掃描能減少這種狀況的出現(xiàn)，使各方向能量輸入更加均衡，提高成形件的表面質(zhì)量、致密度、強(qiáng)度和韌性。楊永強(qiáng)等[28-29] 針對(duì)增材制造中產(chǎn)生的未熔合孔洞缺陷等 情況，提出了一種新的層間錯(cuò)開正交掃描策略，在一層掃描沉積完成后，下一層對(duì)掃描線間搭接處進(jìn)行掃描熔化，使搭接處重新熔化，加強(qiáng)不同搭接層之間的熔合；再采用正交掃描策略，使各方向能量輸入均衡，減少未熔合缺陷的產(chǎn)生。Stephenson 等[30]提出了新的掃描策略，線性掃描、隨機(jī)掃描和dehoff 點(diǎn)填充，其中 dehoff 點(diǎn)填充技術(shù)可得到多種 與傳統(tǒng)掃描技術(shù)不同的特征，包括精細(xì)的微觀結(jié)構(gòu)等。Strantza 等[31] 采用了島式連續(xù)掃描策略，降低了增材制造成形后TC4 鈦合金內(nèi)的殘余應(yīng)力，這是因?yàn)檫@種方式加速了成形后零件的散熱速度。掃描間距同樣對(duì)增材制造有重要影響，當(dāng)掃描間距較小時(shí)，相鄰熔化道間會(huì)形成較大搭接，進(jìn)而影響了零件尺寸精度和加工時(shí)間；而當(dāng)掃描間距過大時(shí)， 相鄰掃描道間會(huì)存在未熔化的粉末顆粒，使成形件孔隙率的增加[19]。

2.3 其他工藝參數(shù)的影響

（1）保護(hù)氣氛的影響：增材制造過程中熔池處于非常高的溫度下，而鈦合金在高溫下與氧、氮元素有很強(qiáng)的親和力，因此在制造過程中需要特殊的保護(hù)氣氛，不同的熔池保護(hù)氣氛會(huì)對(duì)增材制造的樣品微觀結(jié)構(gòu) 和力學(xué)性能產(chǎn)生不一樣的影響 。

Nourollahi 等[32] 研究了增材制造TC4 鈦合金在空氣、充滿惰性氣體的密閉箱內(nèi)和氬氣三種不同的保護(hù)條件下成形后試樣的綜合情況，結(jié)果表明，在空氣氣氛中樣品的不同部位觀察到不常見的半球狀顯微結(jié)構(gòu)，削弱了樣品的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和伸長率，氬氣提供的特殊保護(hù)氣氛使其球形孔隙率達(dá)到 6.3%，晶格參數(shù)變化很小，形成了馬氏體組織， 強(qiáng)度較高，在密閉箱提供的最佳保護(hù)條件下，可獲得孔隙率小于 1% 的典型網(wǎng)籃狀微觀結(jié)構(gòu)。

Amano 等[33] 對(duì)氦氣保護(hù)氣氛進(jìn)行了研究，氦氣具有更高的導(dǎo)熱系數(shù)和更低的氣體密度，在氦氣氣流下熔池和基板有較大的冷卻速率。此外，在相同的熱輸入條件下，氦流法制備的樣品比氬流法制備的樣品含有更細(xì)小的α馬氏體，材料性能也有所提高，并且氦流法抑制煙氣生成的能力也更強(qiáng)。目前工業(yè)上常用的保護(hù)氣中都存在殘留的氧，在高溫條件下鈦合金極易與氧氣發(fā)生反應(yīng)，即使氧氣的含量極低也會(huì)形成氧化層，Emminghaus[34] 研究了不同殘留氧含量對(duì)TC4 激光增材制造的影響，結(jié)果表明，殘余氧含量越高，試樣表面粗糙度越大，表面粗糙度往往與試樣的疲勞強(qiáng)度密切相關(guān)，同時(shí)發(fā)現(xiàn)殘余氧含量對(duì)試樣的致密度影響不大。

（2）基板材料和厚度的影響：增材制造過程中基板承擔(dān)著很大一部分的散熱作用，材料的熱耗散速率很大一部分都取決于基板的材料與厚度，因此熱影響層帶的形狀和蝕刻程度都受到基板的影響，從而導(dǎo)致不同基板厚度條件下得到的樣品微觀結(jié)構(gòu)也不同。不同基板厚度上成形的試樣微觀結(jié)構(gòu)在距基板5mm的地方微觀結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了明顯的變化。Kalashnikov 等[35] 研究了基板材料和厚度對(duì)試樣的影響，結(jié)果表明：由于TC4合金的低導(dǎo)熱性，較厚的基板導(dǎo)致沉積材料過熱，而較薄的基板在增材制造過程中容易變形，導(dǎo)致成形樣品與基板之間接觸不良，從而導(dǎo)致散熱也不好；使用 Mo 摻雜Ti 合金基體，雖然違反了基板材料選擇的原則，致使基板材料與增材制造的材料不同，會(huì)使增材制造的零件化學(xué)成分發(fā)生改變，但在中等散熱率條件下保證了零件的高延展性。

（3）粉末粒度的影響：對(duì)于送粉型增材制造來說，粉末的多種特征如粒度分布 (particle size distribu-tion，PSD)、形狀、微觀結(jié)構(gòu)都會(huì)對(duì)增材制造零件性能產(chǎn)生不同的影響，尤其是粉末的粒度，會(huì)改變粉末的堆積狀態(tài)和流動(dòng)性。Soltani-Tehrania 等[36] 研究了粉末粒度在激光粉末床熔融制造TC4合金中對(duì)疲勞性能的影響，發(fā)現(xiàn)與細(xì)粉相比，粗粉制備的試樣孔隙率更高，但細(xì)粉的試樣最大缺陷尺寸更高，這是因?yàn)榧?xì)粉的流動(dòng)性更強(qiáng)，在制造過程中飛濺十分嚴(yán)重，所以最大缺陷尺寸更高，延展性和抗疲勞性更低，但又因其較高的流動(dòng)性顯示出了優(yōu)越的填充性能使得孔隙率降低。

3 、熱處理對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

對(duì)增材制造TC4合金來說，熱處理方式分為在線熱處理和后熱處理，在線熱處理是指在增材制造過程中每打印一層隨即對(duì)該層進(jìn)行熱處理，這樣可以改善試樣內(nèi)部晶粒生長過程，解決增材制造過程中內(nèi)應(yīng)力導(dǎo)致的變形開裂以及改善增材制造成形零件的性能。后熱處理則是在增材制造成形之后再對(duì)零件進(jìn)行熱處理，在線熱處理控制較為困難，所以后熱處理使用較為廣泛。

一般來說對(duì)TC4合金進(jìn)行的熱處理包括再結(jié)晶退火、去應(yīng)力退火、固溶時(shí)效處理、正火、熱等靜壓等。經(jīng)過熱處理之后TC4合金的組織通常表現(xiàn)為以下四種形態(tài)[37]：

（1）等軸組織：在兩相區(qū)鍛造或者退火處理可得到此類型，等軸組織成分以初生α顆粒為主，伴有一定量的β轉(zhuǎn)變組織，在常態(tài)塑形以及疲勞上限方面表現(xiàn)最佳但是其強(qiáng)度和斷裂韌性的表現(xiàn)不盡人意；

（2）魏氏組織：在β相區(qū)經(jīng)鍛造或加熱后緩慢冷卻所獲得，其金相結(jié)構(gòu)為初始β晶粒邊界包圍在粗大的初始β晶粒周邊，且連續(xù)的α相排布在晶粒邊界上，片形的α束域出現(xiàn)在β晶粒內(nèi)，而在片狀α束域之間的為β相。該組織具有較高的斷裂韌性，且在快速冷卻條件下，能夠獲得較高的蠕變抗力以及持久強(qiáng)度；

（3）雙態(tài)組織：在兩相區(qū)鍛造或者退火處理可獲得此類型，這種組織的特點(diǎn)是轉(zhuǎn)變?chǔ)禄w上布有初生α顆粒，其體積分?jǐn)?shù)低于 50% 且不連續(xù)；

（4）網(wǎng)籃組織：將TC4 鈦合金在 (α+β)/α轉(zhuǎn)變溫度附近熱處理可獲得網(wǎng)籃組織。組織中α相小而短，不同相之間交錯(cuò)相交，編織成網(wǎng)籃狀，使材料的蠕變強(qiáng)度增加。另外，由于不同短粗、扭曲的相縱橫交錯(cuò)，提高了鈦合金的斷裂韌性。

Bermingham 等[38] 探究了常見的熱處理方式對(duì)增材制造TC4合金組織性能的影響，發(fā)現(xiàn)去應(yīng)力退火可以顯著提高試樣塑性，并且避免了組織晶粒的粗化；熱等靜壓可以消除由熱輸入過大產(chǎn)生的微觀缺陷，從而提高試樣的性能和壽命；固溶時(shí)效處理可以提高試樣的強(qiáng)度，但是會(huì)降低材料的致密度。國內(nèi)外關(guān)于正火處理對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的研究較少，因此正火處理對(duì)合金的性能影響規(guī)律尚不明確[39]。

3.1 退火對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

增材制造的零件一般都有著較大的殘余應(yīng)力，這對(duì)零件的性能會(huì)產(chǎn)生不利的影響，對(duì)增材制造后的零件進(jìn)行退火處理的主要目的是使零件加工后的殘余應(yīng)力減小乃至消除，并穩(wěn)定組織和性能。Vrancken 等[40] 將增材制造后的TC4合金在850 ℃ 下退火 2 h，隨爐冷卻，處理后合金的伸長率從 7％提高到了 13％。Gwak 等[41] 研究了后退火對(duì)直接能量沉積 (directed energy deposition，DED)處理的TC4合金的顯微組織演變和機(jī)械性能的影響，結(jié)果表明，退火處理雖然降低了試樣的疲勞強(qiáng)度但使試樣發(fā)生了應(yīng)變硬化，提升了屈服強(qiáng)度。

Chen 等[42] 研究了激光粉末床熔融 (laser-powderbed fusion，L-PBF)TC4合金在不同退火溫度 (650～950 ℃) 下的拉伸性能，結(jié)果表明，隨著退火溫度的升高，原來的針狀馬氏體α′相逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閷訝瞀?β相，力學(xué)性能呈現(xiàn)強(qiáng)度下降、伸長率上升的趨勢，800 ℃/2 h 的退火熱處理獲得的試樣強(qiáng)度/塑性匹配為最佳。

進(jìn)一步研究顯示，隨退火溫度提升和時(shí)間延長，TC4合金的抗拉強(qiáng)度和塑性都下降，但硬度會(huì)得到顯著提升，這是因?yàn)門C4合金是一種經(jīng)典的α+β型兩相鈦合金，而隨著退火溫度和時(shí)間的增加，增材制造TC4 鈦合金晶粒內(nèi)α相的取向差增大，β相含量增加，組織中針狀α相數(shù)量減少，α相發(fā)生粗化[43]，導(dǎo)致合金的性能發(fā)生變化。

3.2 正火對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

正火處理在金屬材料的熱加工中起到的作用是改善金屬材料的韌性，正火處理的冷卻速度高于退火低于淬火，可使材料的晶粒細(xì)化，明顯改善材料的韌性，降低材料開裂的趨勢，一些研究顯示，材料經(jīng)正火處理后材料從脆性斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)轫g性斷裂。

正火處理的溫度變化會(huì)顯著改變?cè)嚇拥娘@微組織。徐國健等[44] 研究了從最初沉積態(tài)到不同正火溫度下的試樣顯微組織，850～900 ℃ 之間試樣沉積層的綜合性能最好，因?yàn)榇藭r(shí)試樣中的組織幾乎 完 全 轉(zhuǎn) 變 為 網(wǎng) 籃 組 織 ， 試 樣 中 已 經(jīng) 形 成 了α+β相，此變化可以增加材料的蠕變強(qiáng)度和斷裂韌性，隨著正火溫度的再次提高，網(wǎng)籃組織逐漸消失，力學(xué)性能又開始下降。姚定燁等[45] 對(duì)正火處理后的試樣進(jìn)行應(yīng)力應(yīng)變實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在 700～900 ℃ 隨正火溫度的提高，試樣的點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)被壓密，從而使試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯的上升，材料的吸收能量的能力得到顯著提高，這是因?yàn)樵嚇拥狞c(diǎn)陣結(jié)構(gòu)被壓密導(dǎo)致試樣受到的動(dòng)能更多地轉(zhuǎn)化為變形能，從而能吸收更多能量。

3.3 熱等靜壓對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

熱等靜壓 (hot isostatic pressing，HIP) 是一種以氮?dú)?、氬氣等惰性氣體為傳壓介質(zhì)，在密閉容器中對(duì)工件施加各向同等的壓力，并在高溫高壓下保持一定時(shí)間，以實(shí)現(xiàn)零件消除孔隙、均勻化成分、穩(wěn)定性能的一種后處理工藝。

Molaei 等[46] 研究了 HIP 工藝對(duì)增材制造TC4鈦合金壽命的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)過 HIP 處理后的試樣可有效減少試樣顯微結(jié)構(gòu)下內(nèi)部缺陷的數(shù)量，提高壽命，但是與此同時(shí)會(huì)降低材料的塑性。斷口明顯能看到微裂紋和解理面的存在，導(dǎo)致樣品的伸長率降低，是明顯的脆性斷裂[47]。

通過進(jìn)一步研究可以發(fā)現(xiàn)，增材制造TC4合金微觀結(jié)構(gòu)主要為針狀初生α相，經(jīng) HIP 處理后，針狀初生α相被截?cái)?，降低了針狀初生α相的長寬比，α相的厚度產(chǎn)生了明顯增加，因此可以有效減少試樣顯微結(jié)構(gòu)下內(nèi)部缺陷的數(shù)量，提高壽命，但因此致密度提高，從而使材料塑性變差，脆性增加，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度降低[45]。Lee 等[48] 研究了 HIP 對(duì)激光選區(qū)熔化成形TC4合金的反作用，結(jié)果表明，熱等靜壓后初生α相被截?cái)?，試樣顯微組織由馬氏體轉(zhuǎn)變?yōu)槲菏辖M織，在熱等靜壓處理后這些顯微組織的變化在試樣表面上變化的尤為突出，會(huì)對(duì)試樣的表面粗糙度產(chǎn)生較大的影響。

由于其制造原理，增材制造零件各向異性的存在是不可避免的，在熱處理方法中 HIP 是最有可能降低增材制造TC4合金的各向異性性能的，但成本往往也是最高的[49]。Gangireddy 等[50] 對(duì)激光粉末床熔融增材制造TC4合金在β相轉(zhuǎn)變溫度下進(jìn)行了熱等靜壓處理，處理后發(fā)現(xiàn)馬氏體轉(zhuǎn)變?yōu)殡p峰α/β微觀結(jié)構(gòu)，同時(shí)也改變了原有的β相結(jié)構(gòu)，消除了各向異性。

3.4 固溶時(shí)效處理對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

增材制造TC4合金的微觀結(jié)構(gòu)幾乎全由針狀初 生α相 組 成 ， 而 后 針 狀 初 生α相 被 分 解 為α+β相，經(jīng)過固溶時(shí)效處理之后就可形成具有網(wǎng)籃組織的α+β相，并且在固溶時(shí)效處理后試樣內(nèi)部進(jìn)一步析出了幾百納米大小的顆粒團(tuán)簇，因此抗壓強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度都明顯提高。

經(jīng)過固溶時(shí)效處理后，試樣大部分由板狀形態(tài)的初生α相組成。此外，由于熱處理后晶粒粗化，α相的平均寬度增加，縱橫比與未進(jìn)行熱處理的相比顯著降低，α+β相經(jīng)過長時(shí)間的固溶處理后形成了具有網(wǎng)籃組織的結(jié)構(gòu)[51]。

固溶時(shí)效處理還可以大大提升合金的伸長率，降低合金的形貌差異。Ren 等[52] 將TC4合金在920 ℃ 固溶 2 h 后，在 550 ℃ 時(shí)效 4 h，伸長率提升到了 18%。Zhao 等[53] 首先將TC4合金在亞臨界溫度區(qū)（980 ℃）退火 1 h，為了保證合金的強(qiáng)度，隨后在 920 ℃ 固溶 2 h 后，在 550 ℃ 時(shí)效 4 h，最終使得合金的伸長率提高到 25％。薛松海等

[47] 還發(fā)現(xiàn)，通過固溶時(shí)效處理后可使結(jié)合區(qū)內(nèi)的魏氏組織轉(zhuǎn)變?yōu)榫W(wǎng)籃組織，從而提高合金的伸長率，通過進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)熱等靜壓+固溶時(shí)效同時(shí)使用，固溶時(shí)效態(tài)試樣的強(qiáng)度和伸長率均達(dá)到最大值，其中屈服強(qiáng)度達(dá) 798 MPa，抗拉強(qiáng)度達(dá) 915 MPa，伸長率達(dá) 11%。

不同熱處理方式對(duì)試樣性能的影響以及優(yōu)缺點(diǎn)如表 1 所示。

3.5 新型后熱處理技術(shù)對(duì)增材制造TC4合金組織和性能的影響

除傳統(tǒng)的退火、固溶時(shí)效處理、正火、熱等靜壓等熱處理方式之外，許多新型后熱處理技術(shù)被設(shè)計(jì)開發(fā)了出來。Li 等[54] 采用高磁場和退火耦合來對(duì)增材制造的TC4合金進(jìn)行熱處理，該方案在自行設(shè)計(jì)的爐中將試樣分別在不同強(qiáng)度的磁場下保溫30 min，磁場和熱場的耦合作用不僅促進(jìn)了α′→α+β的相變，而且改變了α′/α相的寬度，經(jīng)熱處理后，α′/α相形態(tài)逐漸細(xì)化，直到磁通量達(dá)到 8 T，晶粒發(fā)生細(xì)化強(qiáng)化從而提高了試樣的塑性，同時(shí)，具有粗大α′/α馬氏體的均勻α+β相保持了中等強(qiáng)度和良好的塑性，力學(xué)性能可與鍛件相媲美。

Zou 等[55] 在增材制造TC4合金后使用快速熱處理的方法，得到了細(xì)化的等軸β晶粒，加強(qiáng)了試樣的強(qiáng)度和延展性。Gou 等[56] 采用冷金屬轉(zhuǎn)移的方法制得的試樣顯微組織為針狀α′馬氏體和少量片層狀α+β，具有合理的硬度和抗拉強(qiáng)度，經(jīng)過 900℃/4 h 隨爐冷卻和 1200 ℃/2 h 隨爐冷卻熱處理后，所有α′馬氏體均轉(zhuǎn)變?yōu)棣?β相，采用兩種熱處理方 法均可獲得較高的硬度和較好的塑性，但是熱處理后 試 樣 的 抗 拉 強(qiáng) 度 明 顯 低 于 未 處 理 的 試 樣 。

Wang 等[57] 利用低溫真空熱處理增材制造TC4合金試樣，結(jié)果表明，低溫真空熱處理可以降低金屬的受熱變形的可能性，特別是具有復(fù)雜結(jié)構(gòu)的零件，同時(shí)在此熱處理過程中，試樣中析出了較多的β相，作為第二強(qiáng)化相，如圖 3 所示，此外，大量的孿生晶?？梢蕴岣呖伤苄院蛷?qiáng)度，然而，隨著溫度的繼續(xù)升高，β析出相變得更粗，相應(yīng)的試樣的強(qiáng) 度降低，進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)表明隨著真空度的提升，試樣表面的氧化層厚度越來越小，表面形貌更好，試樣的疲勞強(qiáng)度也會(huì)進(jìn)一步提高。

Sui 等和 Souza 等[58-59] 對(duì)增材制造TC4 在相變溫度附近進(jìn)行循環(huán)熱處理 (cyclic heat treatment，CHT)，結(jié)果表明，循環(huán)熱處理可以促進(jìn)球狀α相的產(chǎn)生，并且可以使α相產(chǎn)生粗化，顯著提升了合金的伸長率和屈服強(qiáng)度，拉伸實(shí)驗(yàn)斷口形貌表明，樣品表現(xiàn)出脆性和韌性混合斷裂行為，而 CHT 處理后樣品顯示出明顯的韌性斷裂特征。

不管是傳統(tǒng)的熱處理方式還是新型熱處理方式都改善了目前增材制造鈦合金的綜合性能[60-61]，不同熱處理方式得到的試樣性能也不同，有的韌性較好，有的硬度和抗拉強(qiáng)度較高，單一熱處理方式對(duì)于合金性能提升大部分都只是單方面的，可將多種用熱處理方式綜合使用，或者是將其他后處理方式與熱處理綜合使用，以此來綜合提升TC4合金各方面的性能。

4、 結(jié)束語

隨著增材制造技術(shù)在航空航天、生物醫(yī)療等領(lǐng)域的不斷革新應(yīng)用，增材制造成形件的質(zhì)量控制也越來越得到人們重視，如何增強(qiáng)增材制造TC4 鈦合金的品質(zhì)與性能已成為增材制造技術(shù)目前研究的熱點(diǎn)方向，TC4 鈦合金增材制造行業(yè)穩(wěn)步發(fā)展的同時(shí)也存在著一些亟須關(guān)注和解決的問題。

(1) 工藝參數(shù)的不同會(huì)使得到的零件的綜合性能不同，對(duì)于工藝參數(shù)的選擇與成形件的微觀結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能影響規(guī)律研究仍不完善。能量輸入功率過大或過小都會(huì)使成型件內(nèi)部缺陷增加，從而導(dǎo)致增材制造的鈦合金致密度、硬度、屈服強(qiáng)度、疲勞強(qiáng)度下降，對(duì)鈦合金產(chǎn)生不利影響。目前對(duì)于能量輸入功率與熔池內(nèi)部缺陷形成機(jī)理的深入性研究仍然缺乏；掃描策略的變化影響著熔池的局部能量輸入，從而影響著試樣的孔隙率、致密度和強(qiáng)度，但是目前常用的掃描策略仍然存在著局部熱輸入較大的問題，急需改善；增材制造過程保護(hù)氣、基板、粉末粒度的選擇同樣都會(huì)對(duì)成型件的缺陷產(chǎn)生影響，目前在這些方面仍然缺乏相關(guān)規(guī)律性的研究。

(2) 增材制造TC4合金制造過程中熱輸入較大，導(dǎo)致成形的合金殘余應(yīng)力大，容易萌生裂紋，并且微觀結(jié)構(gòu)缺陷較大，在線熱處理控制較為困難，因此難題主要在于系統(tǒng)建立不同后處理方式與微觀結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能之間的關(guān)系。退火處理可以使材料產(chǎn)生應(yīng)變硬化，但是會(huì)使材料晶粒粗化，降低塑韌性；正火處理在一定程度上可以細(xì)化材料的晶粒，明顯改善材料的韌性，增加材料的蠕變強(qiáng)度和斷裂韌性；熱等靜壓處理可有效減少試樣顯微結(jié)構(gòu)內(nèi)部缺陷的數(shù)量，提高致密度，并且是改善材料內(nèi)部各向異性較為有效的方法，但是與此同時(shí)會(huì)降低材料的塑性，成本也較高；固溶時(shí)效處理可使材料組織中的相結(jié)構(gòu)析出，但一般需要與熱等靜壓配合使用才能得到較好的效果。后熱處理對(duì)于材料組織性能影響規(guī)律與機(jī)理研究較為匱乏，并且傳統(tǒng)后處理方法只能對(duì)于材料單一性能進(jìn)行改善，在多種后處理方式綜合使用以及新型熱處理方面仍需要進(jìn)行研究。

綜上所述，完善增材制造過程加工參數(shù)選擇、研發(fā)并改進(jìn)增材制造后熱處理工藝，最好建立一個(gè)后處理工藝和參數(shù)統(tǒng)一選擇標(biāo)準(zhǔn)，將會(huì)對(duì)整體增材制造領(lǐng)域的發(fā)展起到強(qiáng)力的推動(dòng)作用。

參考文獻(xiàn)：

［1］盧秉恒，李滌塵. 增材制造 (3D打印) 技術(shù)發(fā)展 [J]. 機(jī)械制造與自動(dòng)化，2013（4）：1-4.

（LU B H，LI D C. Development of the additive manufac-turing (3Dprinting) technology[J]. Machine Building &Automation，2013（4）：1-4.）

［2］FRAZIER W E. Metal additive manufacturing: areview[J]. Journal of Materials Engineering and Perform-ance，2014，23（6）：1917-1928.

［3］李滌塵，賀健康，田小永，等. 增材制造: 實(shí)現(xiàn)宏微結(jié)構(gòu)一體化制造 [J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2013（6）：129-135.

（LI D C，HE J K，TIAN X Y，et al. Additive manufactur-ing: integrated fabrication of macro/microstructures[J].Journal of Mechanical Engineering，2013（6）：129-135.）

［4］CHEN L，HE Y，YANG Y X，et al. The research statusand development trend of additive manufacturing techno-logy[J]. The International Journal of Advanced Manufac-turing Technology，2017，89（9）：3651-3660.

［5］LIANG Z，ZHIRNOV I，ZHANG F，et al. Developmentof computational framework for titanium alloy phasetransformation prediction in laser powder-bed fusionadditive manufacturing[J]. Materialia，2020，14：100934.

［6］TSHEPHE T S，AKINWAMIDE S O，OLEVSKY E，etal. Additive manufacturing of titanium-based alloys: areview of methods,properties,challenges,and  prospects[J]. Heliyon，2022：e09041.

［7］PINZ M，BENZING J T，PILCHAK A，et al. A micro-structure-based porous crystal plasticity FE model foradditively manufacturedTi-6Al-4V alloys[J]. Interna- tional Journal of Plasticity，2022，153：103254.

［8］WANG X， ZHANG L J， NING J， et al. Effect of Cu-induced eutectoid transformation on microstructure and mechanical properties ofTi-6Al-4V alloy by laser wiredeposition[J]. Materials Science and Engineering: A，2022，833：142316.

［9］KORKMAZ M E， GUPTA M K， WAQAR S， et al. A short review on thermal treatments of titanium & nickel based alloys processed by selective laser melting[J].Journal of Materials Research and Technology，2022，16： 1090-1101.

［10］章敏. 送粉式和送絲式的鈦合金激光增材制造特性研究 [D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2013.

（ ZHANG M. Research on laser additive manufacturing characeristics of titanium alloy with powder and wire[D].Harbin：Harbin Institute of Technology，2013.）

［11］陳國興. 基于雙相特征的Ti-6Al-4V 鈦合金微觀變形行為研究 [D]. 秦皇島：燕山大學(xué)，2018.

（CHEN G. Microscopic deformation behavior ofTi-6Al-4V titanium alloy based on the characteristic of twophase[D]. Qinhuangdao：Yanshan University，2018.）

［12］HUANG L B， DONG H G， MA Y T， et al. Interfacial layer regulation and its effect on mechanical properties of Ti6Al4V titanium alloy and T2 copper dissimilar joints by cold metal transfer welding[J]. Journal of Manufac-turing Processes，2022，75：1100-1110.

［13］孫小峰，黃潔，榮婷，等.Ti-6Al-4V合金激光選區(qū)熔化及 熱 處 理 性 能 影 響 研 究 [J]. 金 屬 加 工 (熱 加 工 )，2021（8）：1-6.

（SUN X F，HUANG J，RONG T，et al. Effect of laserselective melting and heat treatment on properties ofTi-6Al-4V alloy[J]. Metal Working，2021（8）：1-6.）

［14］GONG H J，RAFI K，GU H F，et al. Analysis of defect generation inTi-6Al-4V parts made using powder bed fusion additive manufacturing processes[J]. AdditiveManufacturing，2014，1：87-98.

［15］THIJS L，VERHAEGHE F，CRAEGHS T，et al. A study of the microstructural evolution during selective laser melting ofTi-6Al-4V[J]. Acta Materialia，2010，58（9）：3303-3312.

［16］SONG B，DONG S J，ZHANG B C，et al. Effects of pro-cessing parameters on microstructure and mechanical property of selective laser meltedTi-6Al-4V[J]. Materi-als & Design，2012，35：120-125.

［17］VANDENBROUCKE B， KRUTH J P. Selective laser melting of biocompatible metals for rapid manufacturing of medical parts[J]. Rapid Prototyping Journal，2007.

［18］WANG X Q， GONG X B， CHOU K. Scanning speed effect on mechanical properties ofTi-6Al-4V alloy pro-cessed by electron beam additive anufacturing[J]. Pro-cedia Manufacturing，2015，1：287-295.

［19］李吉帥，戚文軍，李亞江，等. 選區(qū)激光熔化工藝參數(shù)對(duì)Ti-6Al-4V 成形質(zhì)量的影響 [J]. 材料導(dǎo)報(bào)，2017（10）：65-69.

（LI J S，QI W J，LI Y J，et al. Influence of process para-meters of forming characteristics onTi-6Al-4V fabric-ated by selective laser melting[J]. Materials Review， 2017（10）：65-69.）

[20］ZHAO R X，CHEN C Y，WANG W，et al. On the role of volumetric energy density in the microstructure and mechanical properties of laser powder bed fusionTi-6Al-4V alloy[J]. Additive Manufacturing，2022，51：102605.

［21］FATOBA O S，AKINLABI E T，AKINLABI S A，et al.Influence of process parameters on the mechanical prop-erties of laser depositedTi-6Al-4V alloy： Taguchi andresponse surface model approach[J]. Materials Today:Proceedings，2018，5（9）：19181-19190.

［22］SYED A K， ZHANG X， DAVIS A E， et al. Effect of deposition strategies on fatigue crack growth behaviour of wire+arc additive manufactured titanium alloyTi-6Al-4V[J]. Materials Science & Engineering:A， 2021， 814：141194.

［23］SYED A K，ZHANG X，CABALLERO A，et al. Influ-ence of deposition strategies on tensile and fatigue prop-erties in a wire+arc additive manufacturedTi-6Al-4V[J].International Journal of Fatigue，2021，149：106268.

［24］ZHANG P L，JIA Z Y，YAN H，et al. Effect of depos-ition rate on microstructure and mechanical properties of wire arc additive manufacturing ofTi-6Al-4V compon-ents[J]. Journal of Central South University， 2021，28（4）：1100-1110.

［25］李永濤. 鈦合金激光增材制造缺陷研究 [D]. 大連：大連理工大學(xué)，2017：24.

（LI Y T. The study on defect formation in laser additivemanufacturing titanium alloy[D]. Dalian： Dalian Uni-versity of Technology，2017：24.）

［26］THIJS L， KEMPEN K， KRUTH J P， et al. Fine-struc-tured aluminium products with controllable texture by selective laser melting of pre-alloyed  AlSi10Mgpowder[J]. Acta Materialia，2013，61（5）：1809-1819.

［27］KEMPEN K， THIJS L， VAN HUMBEECK J， et al.Mechanical properties of AlSi10Mg produced by select-ive laser melting[J]. Physics Procedia， 2012， 39： 439-446.

［28］楊永強(qiáng)，宋長輝，王迪. 激光選區(qū)熔化技術(shù)及其在個(gè)性化醫(yī)學(xué)中的應(yīng)用 [J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2014（21）：140-151.

（ YANG Y Q， SONG C H， WANG D. Selective lasermelting and its applications on personalized medicalparts[J]. Journal of Mechanical Engineering，2014（21）：140-151.）

［29］王迪，楊永強(qiáng)，黃延祿，等. 選區(qū)激光熔化直接成型金屬零件致密度的改善 [J]. 華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2010（6）：107-111.

（WANG D，YANG Y Q，HUANG Y L，et al. Densityimprovement of metal parts directly fabricated via select-ive laser melting[J]. Journal of South China University ofTechnology(Natural Science Edition)， 2010（ 6） ： 107-111.）

［30］STEPHENSON P L，HAGHDADI N，DEMOTT R，et al.Effect of scanning strategy on variant selection in addit-ively manufacturedTi-6Al-4V[J]. Additive Manufactur-ing，2020，36：101581.

［31］STRANTZA M，GANERIWALA R K，CLAUSEN B，et al. Effect of the scanning strategy on the formation ofresidual stresses in additively manufactured Ti-6Al- 4V[J]. Additive Manufacturing，2021，45：102003.

［32］NOUROLLAHI A，RAZAVI R S，BAREKAT M，et al.Microstructural investigation of direct laser deposition of theTi-6Al-4V alloy by different meltpool protection con-ditions[J]. Journal of Materials Research and Techno-logy，2021，13：590-601.

［33］AMANO H， ISHIMOTO T， SUGANUMA R， et al.Effect of a helium gas atmosphere on the mechanical properties ofTi-6Al-4V alloy built with laser powder bedfusion: a comparative study with argon gas[J]. AdditiveManufacturing，2021，48：102444.

［34］EMMINGHAUS N， HOFF C， HERMSDORF J， et al.Residual oxygen content and powder recycling: Effectson surface roughness and porosity of additively manufac-turedTi-6Al-4V[J]. Additive Manufacturing， 2021， 46：102093.

［35］KALASHNIKOV K N， CHUMAEVSKII A V，KALASHNIKOVA T A，et al. A substrate material andthickness influence on the3D-printing ofTi-6Al-4V com- ponents via wire-feed electron beam additive manufactur-ing[J]. Journal of Materials Research and Technology，2022，16：840-852.

［36］SOLTANI-TEHRANI A， YASIN M S， SHAO S， et al.Effects of powder particle size on fatigue performance of laser powder-bed fusedTi-6Al-4V[J]. Procedia Struc-tural Integrity，2022，38：84-93.

［37］GUO P，ZHAO Y Q，ZENG W D，et al. The effect of microstructure on the mechanical properties ofTC4-DT titanium alloys[J]. Materials Science & Engineering: A，2013，563：106-111.

［38］BERMINGHAM M J， NICASTRO L， KENT D， et al. Optimising the mechanical properties ofTi-6Al-4V com-ponents produced by wire +arc additive manufacturingwith post-process heat treatments[J]. Journal of Alloysand Compounds，2018，753：247-255.

［39］BRANDL E， SCHOBERTH A， LEYENS C. Morpho-logy, microstructure, and hardness of titanium (Ti-6Al-4V) blocks deposited by wirefeed additive layer manufac-turing(ALM)[J]. Materials Science & Engineering: A，2012，532：295-307.

［40］VRANCKEN B，THIJS L，KRUTH J P，et al. Heat treat-ment of Ti-6A1-4V produced by selective laser melting:microsructure and mechanical propertie[J]. Journal ofAlloys & Compounds，2012，541：177-185.

［41］GWAK M，KIM S，LEE D J，et al. Post-annealing effecton the tensile deformation mechanism of aTi-6Al-4Valloy manufactured via directed energy deposition[J].Materials Science and Engineering: A，2022：142729.

［42］CHEN B Q， WU Z K， YAN T Q， et al. Experimentalstudies on mechanical properties of laser powder bedfusedTi-6Al-4V alloy under post-heat treatment[J].Engineering Fracture Mechanics，2022：108264.

［43］WANG P J，CHEN Z J，HU C，et al. Effects of Anneal-ing on the interface microstructures and mechanical prop-erties of hot roll bonded Ti6Al4V/AA6061 cladsheets[J]. Journal of Materials Research and Techno-logy，2020，9（5）：11813-11825.

［44］徐國建，柳晉，陳冬卅，等. 正火溫度對(duì)電弧增材制造Ti-6Al-4V 組 織 與 性 能 的 影 響 [J]. 焊 接 學(xué) 報(bào) ， 2020（1）：39-43.

（XU G J，LIU J，CHEN D S，et al. Effect of normalizingtemperature on microstructure and properties ofTi-6Al-4V fabricated by arc additive[J]. Transactions of the China Welding Institution，2020（1）：39-43.）

［45］姚定燁，蘭彥宇，馬宇立，等. 熱處理工藝對(duì)Ti-6Al-4V 鈦合金點(diǎn)陣結(jié)構(gòu)顯微組織和性能的影響 [J]. 熱處理，2021（3）：21-26.

（YAO D Y，LAN Y Y，MA Y L，et al. Effect of heattreatment process on microstructure and performanceTi-6Al-4V titanium alloy lattice structure[J]. Heat Treat-    ment，2021（3）：21-26.）

［46］MOLAEI R，F(xiàn)ATEMI A，PHAN N. Significance of hotisostatic pressing (HIP) on multiaxial deformation andfatigue behaviors of additive manufacturedTi-6Al-4Vincluding build orientation and surface roughnesseffects[J]. International Journal of Fatigue， 2018， 117：352-370.

［47］薛松海，李重陽，李雪辰，等. 熱處理工藝對(duì)鑄造/激光增材制造復(fù)合制備Ti-6Al-4V合金組織和性能的影響[J]. 鑄造，2021（7）：804.

（XUE S H，LI C Y，LI X C，et al. Effect of heat treat-ment process on microstructure and properties ofTi-6Al-4V alloy fabricated by casting/laser additive manufactur-ing[J]. Foundry，2021（7）：804.）

［48］LEE J S，HA H J，SEOL J B，et al. Reverse effect of hotisostatic pressing on high-speed selective laser meltedTi-6Al-4V alloy[J]. Materials Science and Engineering: A，2021，807：140880.［49］

LEE J R，LEE M S，YEON S M，et al. Influence of heattreatment and loading direction on compressive deforma-tion behaviour ofTi-6Al-4V ELI fabricated by powderbed fusion additive manufacturing[J]. Materials Scienceand Engineering: A，2022，831：142258.

［50］GANGIREDDY S，F(xiàn)AIERSON E J，MISHRA R S. Influ-ences of post-processing, location, orientation, andinduced porosity on the dynamic compression behavior ofTi-6Al-4V alloy built through additive manufacturing[J].Journal of Dynamic Behavior of Materials，2018，4（4）：441-451.

［51］LIU Y， XU H Z， ZHU L， et al. Investigation into the microstructure and dynamic compressive properties of selective laser meltedTi-6Al-4V alloy with different heat-ing treatments[J]. Materials Science and Engineering: A，2021，805：140561.

［52］REN Y M，LIN X，F(xiàn)U X，et al. Microstrucre and defoma-tion behavior ofTi-6Al-4V alloy by high-power laser solid forming[J]. Acta Materialia，2017，132：82-95.

［53］ZHAO Z， CHEN J， TAN H， et al. Achieving superior ductility for laser solid formed extra low interstitial Ti-6A1-4V titanium alloy through equiaxial alpha micro-structure[J]. Scripta Materialia，2018，146：187-191.

［54］LI P X，ZHANG Y，WANG W Y，et al. Coupling effects of high magnetic field and annealing on the microstruc-ture evolution and mechanical properties of additive man-ufacturedTi-6Al-4V[J]. Materials Science & Engineer-ing: A，2021，824：141815.

［55］ZOU Z Y， SIMONELLI M， KATRIB J， et al. Micro-structure and tensile properties of additive manufacturedTi-6Al-4V with refined prior-βgrain structure obtained by rapid heat treatment[J]. Materials Science & Engin-eering: A，2021，814：141271.

［56］GOU J， SHEN J Q， HU S S， et al. Microstructure and mechanical properties of as-built and heat-treatedTi-6Al-4V alloy prepared by cold metal transfer additive manu-facturing[J]. Journal of Manufacturing Processes，2019，42：41-50.

［57］WANG Q P，KONG J，LIU X K，et al. The effect of a novel low-temperature vacuum heat treatment on the microstructure and properties ofTi-6Al-4V alloys manu-factured by selective laser melting[J]. Vacuum， 2021，193：110554.

［58］SUI S，CHEW Y X，HAO Z W，et al. Effect of cyclic heat treatment on microstructure and mechanical proper-ties of laser aided additive manufacturing Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo alloy[J]. Advanced Powder Materials， 2022，1（1）：100002.

［59］SOUZA P M，SIVASWAMY G，ANDREU A，et al. Anovel cyclic thermal treatment for enhanced globularisa-tion kinetics inTi-6Al-4V alloy: experimental, con-stitutive and FE based analyses[J]. Journal of Alloys andCompounds，2022，898：162859.

［60］高 潤 奇 ， 彭 徽 ， 郭 洪 波 ， 等 . 電 子 束 選 區(qū) 熔 化 制 備TiAl 合金葉片熱沖擊失效機(jī)理 [J]. 航空材料學(xué)報(bào)，2022，42(5)：91-99.

（GAO R Q，PENG H，GUO H B，et al. Thermal shockfailure mechanism of TiAl alloy blade prepared bySEBM[J]Journal of Aeronautical Materials， 2022，42(5)：91-99.）

［61］肖文龍，付雨，王俊帥，等. 高強(qiáng)度高彈性鈦合金的研究進(jìn)展 [J]. 航空材料學(xué)報(bào)，2020，40（3）：11-24.

（XIAO W L，F(xiàn)U Y，WANG J S，et al. Recent develop-ment in titanium alloys with high strength and high elasti-city[J]. Journal of Aeronautical Materials，2020，40（3）：11-24.）