1. 手机边框钛合金材料切削，设备为FANUC，请问各个直径铣刀的切削参数，谢谢！
在机加工行业，如何设定铣刀的切削参数？这一直是困扰着现场操作人员、CAM工程师还有工艺工程师计算工艺节拍的一个难题。对于经验不足的人员而言，需要多年的实践经验积累才能给定一个相对接近的切削参数，因为这涉及到非常多的刀具类型和被加工产品的材料，单凭经验远远不够。
如何解决这个难题？一方面刀具公司通常会提供一个推荐值范围，然后使用者在推荐值范围测试，最终确定具体的切削参数；另一方面使用者完全根据自己的产品和经验去测试，最终根据测试情况确定切削参数。这两种方式都需要消耗一定的时间、刀具和材料成本，甚至在一些情况下需要花费较高的成本。对于专注于整体铣刀80多年的FRAISA来说，尽可能为客户推荐准确的切削参数一直都是努力的目标之一。
针对每一支铣刀，以及其所加工的不同材料，FRAISA通过无数次的测试并研发了专门的切削参数推荐软件，其中最经典的两个是ToolExpert和ToolExpert AX-FPS。
1. ToolExpert
ToolExpert是FRAISA最早推出的切削参数推荐软件，涵盖了FRAISA绝大多数的刀具和上万种牌号的被加工材料，能够准确按照使用者的产品材料推荐合适的刀具和准确的切削参数。甚至不同国家标准牌号的材料通过这个软件可以对应找到。经过多次升级，现在最新版本的ToolExpert 2.0已经不需要下载安装了，只需要访问FRAISA官网，找到ToolExpert，点击启动即可。
ToolExpert 2.0 启动界面
进入之后，点击选择刀具类型 > 被加工的材料、应用特点（例如满槽或者侧刃铣削） > 刀具直径 > 最适合的刀具（如需考虑刃数或者避空长度等）便可获得推荐的切削参数。
流程界面
所有这些信息（刀具，材料，推荐的冷却方式和切削参数）可以生成一个PDF格式的文档，便于保存或打印。
生成的PDF参数表
目前ToolExpert 2.0已经融合三个应用软件ToolExpert MFC、ToolExpert HelixRamp和ToolExpert HDC，意味着ToolExpert 2.0的应用更灵活，更广泛，通过几次简单快速的点击选项就可以获得准确的切削参数。2. ToolExpert AX-FPS
对于一些新型的铣刀， FRAISA也推出了相应的专用切削参数推荐软件，如新推出的ToolExpert AX-FPS。
ToolExpert AX-FPS 操作5大步骤
这款软件专门针对铝材加工铣刀AX-FPS系列推出，因为决定铝材加工效率的往往不是铣刀，而是受限于机床和外部条件（如冷却液和装夹等）。ToolExpert AX-FPS 可以根据使用者的机床条件推荐出最合适的切削参数。对于铝合金的高效粗加工，这款铣刀完全不受限制，受限的是所用的机床主轴和机床环境。这个新选项在市场上独一无二，提供了真正的附加值，并确保了加工时间和生产成本的降低。所有这些功能基于上千个测试数据，在保证高生产率和可靠的系统利用率的情况下，融合到ToolExpert AX-FPS软件中。同时铣刀、机床主轴和机床条件的利用率尽可能的最大化。
2. 毕设为“钛合金平板板厚7mm焊接应力数值模拟”使用软件为ansys，该从哪里着手
ANSYS做焊接应力分析，你想入手的话，给你点建议吧。
大致了解ANSYS的求解方式，即建模（基本模型+材料参数设定），这里注意，ANSYS自身是没有单位的，你要让自己的模型尺寸和相应尺寸想对应；
施加边界条件，这个模型应该是一个力学载荷；（这里是最陵悔需要关注的部分了，是你理论计算和仿真的接口部分）
求解；
后处理，比如看应力分布或机械形变分布等参数。
关于书籍，个人没买书，直接做的ANSYS自带的实例。建议你同时可以在网上搜集一些资源，关键词“ANSYS+焊接应力”。其他模型都不是问题。
如果打算将来御蠢有可能去一些公司用到ANSYS，那建议你最好学习命令流；如果仅仅觉得是镇汪陪一个毕设，将来用不到ANSYS，建议你学习GUI方式操作。
有问题可以网络我。我可以在命令流上和你交流。
纯手打，请采纳，需要分。
3. 有关Ti合金（TC18）高温蠕变实验数据的确定
你的问题在这里可能是找不到答案的 【太专业了】
提供一个我个人处理这类问题的方案供参考：
我会在TC18适用范围内找出个产品，以该产品的需求强度和操作温度作为第一阶段实验值，再由实验结果作调整
比如说我要用TG6来作为发动机材料，发动机必须满足 800 ℃, 500MPa的条件，所以我将800 ℃, 500MPa定为实验条件。【参考建议】
相关实验方法可依循
一. 蠕变持久试验机适用试验方法标准
1. 国家标准GB/T2039-1997《金属拉伸蠕变及持久试验方法》
2. 航空工业标准HB5195-96《金属高温拉伸持久试验方法》
一般将蠕变应变的控制在0.4%以下 【不是很正确印象有看过一篇paper 是这么写的，很抱歉不记得是哪一篇了】
节录【显微组织对近α型TG6 钛合金高温蠕变变形行为的影响】的试验方法：
在RDW30100 型电子式蠕变持久试验机上测试了TG6 钛合金在600 ℃, 200MPa 条件下的蠕变性能，试验采用圆柱试样，工作部分直径为16 mm，标距长50 mm，采用自动数据采集系统记录应变与时间的关系曲线，根据曲线的斜率计算出稳态蠕变速率(最小蠕变速率)。在Philip Quanta−600 型扫描电镜上进行TG6钛合金显微组织的观察和分析。
希望对你的研究有所帮助，预祝研究成功。
提供几篇最近曾看过的期刊论文【仅供参考】
TC18钛合金的组织和性能与热处理制度的关系 材料研究学报2009年第1期
中文摘要： 通过三因素三水平正交设计方法研究了两阶段退火热处理制度的三个温度阶段对TC18钛合金性能、组织的影响,定量分析了合金热处理温度变化对总体性能的影响,结果表明,在本文试验条件下可通过提高中温温度、降低低温温度来提高合金的强度,降低高温温度、提高低温温度可改善合金的塑性,通过降低高温温度或中温温度可提高合金的冲击韧性,显微组织分析表明,TC18钛合金的强度主要受未转变β组织及在其上产生的次生αs相的总的含量、次生αs相的含量、形状的控制;合金的塑性受初生αp相形状及次生αs相的数量、形状控制;合金的冲击韧性受初生αp相的含量及形状控制.
TC18钛合金热压参数对流动应力与显微组织的影响 材料工程2010年第1期
作者： 沙爱学 李红恩
中文摘要： 通过在700～950℃和应变速率0.001～50s~(-1)条件下的热模拟实验,系统研究了TC18钛合金应变速率、变形温度对变形抗力和显微组织的影响.结果表明:提高变形温度或降低应变速率,可显著降低TC18合金变形过程中的真应力,与单相区相比,两相区变形抗力对温度的变化更为敏感.在α+β区变形时,α相和β相都参与变形,球状初生α沿形变方向略有拉长,β相沿金属流动方向形成纤维组织;β相变点以上温度变形时,β相沿金属流动方向呈纤维状分布,在950℃可以观察到再结晶的等轴β晶粒.
两种典型热处理工艺对TC18钛合金组织性能的影响 钛工业进展2009年第6期
作者： 韩栋 奚正平 卢亚锋 张鹏省 杨建朝 毛小南
中文摘要： 采用两阶段退火和固溶强化两种典型的热处理制度,通过力学性能检测、显微组织分析和XRD物相分析,系统研究了整体热处理工艺对TC18钛合金大型锻件组织和性能的影响.结果表明:两阶段退火态的组织不仅满足强度和塑性匹配,而且断裂韧性KIC值可达75 Mpa•m1/2;固溶强化热处理后的组织虽具有比前者更高的强度,但塑性损失较大,断裂韧性KIC值较低.
BT18y钛合金等轴组织与全片层组织的室温拉伸塑性 中国有色金属学报2005年第5期
作者： 杨义 黄爱军 徐峰 李阁平
中文摘要： 测试了两种温度固溶后锻态Ti-6.9Al-3.6Zr-2.7Sn-0.7Mo-0.6Nb-0.21Si(BT18y)钛合金棒的室温拉伸性能。 利用金相显微镜、 透射电镜和扫描电镜研究了该合金的室温拉伸塑性与显微组织的关系。 结果表明： 经920 ℃、 2 h空冷处理的材料为细晶等轴组织， 变形时晶粒间的协调性好， 具有优良的室温拉伸性能， 塑性尤其突出； 经1 020 ℃、 2 h空冷处理的材料为具有晶界α相的粗芯片层组织， 在拉伸变形时， 同时要求相邻晶粒之间、 晶粒内部的相邻α片束团之间相互协调， 增加了塑性变形的阻力， 但残余β相使得材料保持了一定的塑性。 多个视角观察表明： α片束团表现出了方向性， 与拉伸轴夹角较小的片束具有良好的拉伸性能， 与拉伸轴夹角较大的片束内的β相中间层是拉伸时裂纹的优先形成区。
BT22钛合金及其大型锻件的研究进展 材料导报 2010, 24(3)
西北有色金属研究院,西安,710016
作者： 韩栋 张鹏省 毛小南 卢亚锋 奚正平 杨建朝 HAN
摘要：综述了国内外BT22合金及其改型合金的应用现状,归纳介绍了BT22合金的锻造加工及热处理工艺.结果表明,BT22合金在两相区低于β_转15～50℃的温度范围内多火次锻造,每火次变形量不低于60%.通过严格控制变形速率和终锻温度可制备出组织均匀、晶粒细小的锻件,经两阶段整体热处理后可获得强度、塑性和韧性的最佳匹配.针对我国的研究现状指出了BT22合金大型锻件制备方面亟待解决的问题和未来研究发展的方向.
BT22钛合金简介 热加工工艺 2009, 38(14)
(西安建筑科技大学,冶金工程学院,陜西,西安,710055;西北有色金属研究院,钛合金研究所,陜西,西安,710016)
作者： 罗雷 毛小南 杨冠军 牛蓉蓉
摘要：介绍了一种高强高韧的钛合金新材料(BT22)的发展及应用现状,并列出了该合金的合金成分、力学性能、物理性能、合金相变以及热处理工艺.
BT22钛合金固溶冷却过程中温降特性分析 稀有金属材料与工程; 2010年02期
西安建筑科技大学;西北有色金属研究院;
吴晓东 葛鹏 杨冠军 毛小南 周伟 冯宝香
【摘要】：采用ANSYS有限元分析软件对BT22钛合金固溶热处理后降温阶段温度场进行仿真,并绘制热处理工件在降温过程中的温度分布等值图,从温度-时间曲线和工件内部不同部位温度曲线两个角度分析温降的不均匀性。通过对比实测曲线和模拟曲线发现两者的相对误差在2%～5%,同时把实测降温曲线分为3个阶段:快速降温阶段、平缓降温阶段和慢降温阶段,并分析其形成的原因。
显微组织对TC18钛合金应力控制低周疲劳性能的影响 材料工程2009年第5期
作者： 王庆如 沙爱学 冯抗屯
中文摘要： 研究了片状和网篮两种典型组织对TC18钛合金不同应力振幅下低周疲劳寿命的影响.结果表明:TC18钛合金低周疲劳寿命对显微组织的变化不敏感.在相同的应力振幅下,双态组织和片状组织的疲劳寿命基本相当.TC18钛合金的低周疲劳寿命N取决于加载的应力振幅,σmax与N之间呈对数关系,相关系数达0.99以上
不同W含量的片层状TiAl合金的蠕变行为研究 陈文浩 西南交通大学2009
【摘要】： 本文研究了三种含钨(W)量分别为0、1、1.4(原子百分比),具有全片层组织形态的铸态TiAl合金(Alloy 0W、Alloy 1W、Alloy 1.4W)在700℃、大气气氛、不同应力条件下的1000小时长的蠕变性能。在蠕变前后,对三种合金的微观组织变化进行了详细的显微分析。 研究发现,含W量分别为0at.%,1 at.%,1.4 at.%的三种全片层铸态TiAl合金中,蠕变性能最好的是含1 at.%W的合金,而含1.4 at.%W的合金蠕变性能最差。晶粒尺度对全片层组织TiAl合金的蠕变抗力有决定性的影响。细化晶粒度将明显降低合金的蠕变性能。W能起到稳定起到稳定γ和a_2片层的作用。在1000小时蠕变后,含有钨(W)元素的两种合金,其γ和a_2片层保持了稳定,不含W的合金其a_2片层出现了平行分解,a_2片层的含量有所下降。同时还发现一定量的B2+ω偏聚相位于晶界对全片层TiAl合金的蠕变性能是有益的。三种合金的晶内蠕变机制均为位错的滑移和攀移。在蠕变后,合金γ片层内部出现了大量位错,在生成后将向γ片层中心运动,并相互缠积,同时位错无法越过a_2片层运动。
Ti-44Al-5Nb-0.85W-0.85B高温蠕变行为研究
刘学勇 黄泽文
西南交通大学材料科学与工程学院材料先进技术教育部重点实验室,四川成都610031
【摘要】：研究了细晶铸态TiAl合金Ti-44Al-5Nb-0．85W-0．85B(at．％)的蠕变行为。合金在蠕变前分别在1260℃和1340℃两个不同温度下热等静处理以得到两种不同的显微结构：经1260℃热等静压处理后，块状B2+ω沉淀相在板条晶界偏析，而在α单相区(1340℃)进行的热等静压处理完全消除了这种块状B2+ω偏聚相。 在700℃，150～300MPa应力下进行恒应力拉伸蠕变实验，研究并讨论了B2+ω偏聚相对合金在不同应力下的蠕变性能的影响。结果显示，两种状态的下的该合金即使是在700℃，300MPa应力下经历1000小时长时间蠕变后，仍处于稳态蠕变阶段，没有发生断裂现象。含W的全板条合金显示出了良好的蠕变性能。并且发现，含有B2+ω偏聚相的显微结构比不含该偏聚相的显微结构表现出更好的蠕变性能，在200～300MPa之间存在蠕变控制机理的转变。 对显微组织进行详细的扫描电镜和透射电镜观察，结果显示，粗大γ板条含有较高的位错密度，在板条尖端和反向畴界以及α2/γ接口发现了位错塞积现象。α2+γ板条表现出相对好的稳定性。偶尔发现粗大α2板条发生了平行分解，仅少量γ板条生成变形孪晶，没有发现板条断开和发生球化的现象。 研究表明，块状B2+ω偏聚相在1340℃下热等静压处理后被完全消除，但是，此有序相在蠕变后又重新出现在晶界。
粉末冶金TiAl基合金高温变形行为 北京科技大学学报;2010年09期
路新 王述超 朱鸿民 曲选辉
【摘要】：采用等温压缩试验,在变形温度为600～1050℃、应变速率为0.002～0.2s-1的条件下,研究了粉末冶金Ti-47.5Al-2.5V-1.0Cr合金的高温压缩性能与高温变形行为.结果表明:合金在高温压缩变形时,屈服强度随变形温度的升高、应变速率的降低而降低,塑性趋于升高.合金在高温塑性变形时,峰值流变应力、应变速率和变形温度之间较好地满足双曲正弦函数形式修正的Arrhenius关系,说明其变形受热启动控制.在800～1050℃/0.002～0.2s-1范围内,合金应变敏感系数m为0.152,高温变形启动能Q为376kJ.mol-1.
TC21合金应力控制和应变控制的低周疲劳行为 稀有金属材料与工程2009年第2期
中文摘要： 研究TC21合金应变控制和应力控制的低周疲劳行为.实验温度为室温,循环应变比和应力比均为0.1,载荷波形为三角波.结果表明,在应变疲劳的最初阶段,TC21合金循环拉应力时快速软化,循环压应力时快速硬化,随着循环进行软化和硬化速度降低.在整个循环阶段,软化速度与应变有关;背应力影响较小,摩擦应力一直在变化,循环应力的变化与摩擦应力有关.应力控制的低周疲劳结果表明,TC21合金循环蠕变明显,循环蠕变与应力大小有关,摩擦应力是影响循环蠕变的主要因素.
Ti-47Al-2W-0.5Si抗蠕变合金的高温力学行为和变形机制 金属学报;2001年08期
周兰章 郭建亭 V.Lupinc M.Maldini
【摘要】：研究了 Ti－47Al－2W—0．5Si铸造合金的力学行为和变形机制 结果表明，合金的室温－高温屈服强度和 650℃蠕变强度都超过 IN713LC镍基高温合金的比屈服强度和比蠕变强度，表现出优异的中温力学性能 在蠕变过程中，随着载荷和温度的增加，合金的最小蠕变速率随之增大，可用蠕变方程εm＝A（ ）10exp（－ ）来描述．位错在接口处繁殖，并在α2／γ层片中缠结和塞积，导致合金的初始蠕变应变速率降低．当位错运动受阻时，可以通过孪生方式使内应力得到缓解．在蠕变第一阶段就可以发生孪生和剪切现象．在高温应力作用下，α2片层发生粗化和相转变 此外，还对合金的实际应用效果进行了考核，并说明了该合金的发
4. 钛合金模锻件加工方法
摘要: 本发明属于工件模锻领域，具体涉及一种TC11钛合金模锻件的加工方法；通过采用非对称曲线分模方式和不同的放料方式进行TC11钛合金模锻件的锻造，使材料利用率达到68.3％，锻件整体的变形量基本在34‑64.7％的范围内，模具内的型腔填充良好，锻件表面没有出现明显的表面缺陷。
主权利要求: 1.一种TC11钛合金模锻件的加工方法，其特征在于，包括以下步骤:a.分模面设计：选取非对称曲面为分模面进行分模；b.锻件成型有限元模拟分析：采用DEFORM-3D有限元分析软件进行模拟分析，设置模拟基本参数；c.锻造：根据有限元模拟分析结果，调整实际锻造参数，采用斜放料的方式，经下料、倒角、车端面、喷润滑剂、一次加热、制荒型、一次模压、热切边、喷润滑剂、二次加热、二次模压、热切边、吹砂、双重退火、酸洗、理化、验收后得到锻件。
5. 钛合金生产制造新方法——增材制造
增材制造技术的快速发展，为钛合金的生产制造提供了新的方法，激光/电子束、熔焊和固态焊三种增材制造方法在钛合金生产中得到了国内学者的广泛研究。研究表明，钛合金采用增材技术可得到高质量零件，但不同增材技术具有不同技术特征，实际应用及未来发展中需要根据实际需求采用不同的增材方法。
1.序言
钛及钛合金因具有密度小、耐高温、耐腐蚀等优异的物理性能及化学性能，在各工业领域都具有广阔的应用前景，包括船舶制造、航天航空、汽车制造等，同时它也是国防工业的重要材料之一。钛合金的应用对工业发展起到巨大的推动作用，优于传统材料的性能使其产品质量有了很大提升，满足了工业发展对新材料、新工艺的发展要求，加速了现代工业的发展。随着钛生产力的不断改善，钛合金已经成为工业生产中的第三金属。
增材制造（Additive Manufacturing，AM）又称“3D打印”，是一种可以实现构件的无模成形的数字化制造技术，具有设计和制造一体化、加工精度高、周期短，产品物理化学性能优异等特点。增材制造技术从20世纪70年代以来发展迅速，因其与传统制造技术具有巨大差异，已然成为工业领域的研究热点，在现代工业的多领域都得到了快速发展。
增材制造技术的迅速发展，理论上可以实现任何单一或多金属复合结构，为复杂结构件的制造提供了新方法。钛合金的增材制造技术，解决了精密结构件的加工难题，进一步加大了钛合金的应用范围。伴随着工业社会的迅速发展，钛合金增材制造技术日新月异，按照增材制造技术的热源不同，可将钛合金增材制造技术分为激光/电子束增材制造、熔焊增材制造和固态焊增材制造三种方式。国内外的专家学者通过不同的增材制造技术手段，优化工艺方法，稳定增材制造过程，减少或避免增材制造结构缺陷产生，使钛合金增材制造技术朝着绿色、高效、稳定的方向继续发展。
2. 激光/电子束增材制造
激光束和电子束作为高密度束源，能量密度高并可调控，被誉为21世纪最先进的制造技术。目前激光/电子束增材制造主要分为激光金属沉积（Laser Mental Deposition，LMD）技术、激光选区熔化（Selective Laser Melting，SLM）技术、电子束熔丝沉积（Electron Beam Free Form Fabrication，EBF3）技术、电子束选区熔化（Electron BeamMelting，EBM）技术，在钛合金增材制造领域皆有广泛研究。
2.1 激光金属沉积（LMD）
Mahamood等人采用LMD技术进行了Ti6Al4V/TiC 的功能梯度材料（Functionally gradedmaterials，FGM）研究，根据早期经验模型进行工艺优化，获得优化后的功能梯度材料，对其组织、显微硬度、耐磨性进行表征。研究结果表明，采用优化后工艺参数制造的功能梯度材料拥有更高的性能，硬度是基体硬度的4倍，高达1200HV。Silze等人利用新型半导体激光器采用LMD技术进行Ti6Al4V的增材制造试验研究，LMD装置是由6个200W半导体激光头圆形环绕在进给枪上（见图1），激光束直径0.9mm，可以实现方向独立的焊接工艺过程，显微结构无缺陷。研究结果表明，随着层间停留时间的延长，冷却时间增加，晶粒厚度降低，有助于提高材料的力学性能，采用LMD技术增材制造均能满足锻造Ti6Al4V所规定的最低屈服强度和抗拉强度要求。
Heigel等人采用原位温度、应力实时测量与热机模型结合有限元热-应力顺序耦合模型的方式，研究了Ti6Al4V激光沉积增材制造过程中的热、力演化过程，结果发现残余应力最大力出现在增材层的中心下方，向两侧方向应力减小，随着停留时间增加，层间温度差变大，残余应力增大。左士刚利用TA15钛合金球形粉末采用激光沉积技术进行了TC17钛合金增材修复制造过程研究，研究了修复件组织特性与力学性能影响规律。结果表明，采用激光沉积技术增材修复后的TA15/TC17修复件无焊接缺陷，修复件抗拉强度为1029MPa，采用退火处理后，力学性能明显增强，抗拉强度基本可达TC17锻件标准，伸长率优于标准。
综上所述，对于钛合金的LMD技术增材制造相对较为稳定，增材件力学性能基本满足锻件最低标准，对于某些特定需求钛合金则要进行增材制造后热处理的方式达到使用要求。
2.2 激光选区熔化（SLM）
唐思熠等人采用SLM技术制备Ti6Al4V钛合金试样（见图2），并对微观组织、力学性能和致密化行为进行了分析研究。结果发现，激光功率从360W增加到400W时，致密度提高明显；在400W后继续增加功率，致密度受激光扫描速度的影响较大，最优工艺参数下的试样质量远高于锻件标准。
Polozov等人采用SLM技术进行增材制造Ti-5Al、Ti-6Al-7Nb和Ti-22Al-25Nb块状合金，对Ti-Al-Nb系统进行退火处理，对试样进行系统表征研究。结果发现，Ti-5Al可以采用SLM增材制造成钛合金，Ti-6Al-7Nb和Ti-22Al-25Nb则需要在1350℃下热处理才能完全溶解Nb颗粒，但是此时样品氧含量较高，力学性能降低。
Fan等人研究了SLM技术增材制造Ti-6Al-2Sn-4Zr-2Mo（Ti-6242）钛合金在标准时效（595℃/8h）下的显微组织稳定性。研究结果发现，随着激光扫描速度的提高，相对密度增加到99.5%后急剧下降到大约95.7%，时效老化处理的Ti-6242相对刚制成的Ti-6242抗拉强度从1437MPa提升至1510MPa，延展性从5%降低到1.4%，同时硬度也从410HV增加到450HV，β相颗粒的沉淀硬化作用是产生这种变化的重要原因。
Ren等人采用SLM技术增材制造进行了Ti-Ni形状记忆合金组织性能的研究工作，制备等原子Ti50Ni50（质量分数）样品，结果发现，在激光功率为40J/mm3，扫描速度为1000mm/s下可制造几乎完全致密试样，不同扫描速度对相组成、相变温度和维氏硬度的影响作用有限，与传统铸件相比，SLM技术增材制造件拥有较高的真空压缩和断裂强度。
综上所述，对于Ti6Al4V的SLM技术增材制造相对较容易实现，对于钛与其他元素合金的SLM技术增材制造还需要做进一步地研究，需要进行预热或者其他热处理手段和进行氧含量的控制手段来增强其他钛合金SLM技术增材制造的力学性能，获得高质量的研究试样。
2.3 电子束熔丝沉积（EBF3）
靳文颖研究了TC4钛合金的电子束熔丝沉积增材修复技术，进行了普通TC4焊丝和自制TC4EH焊丝的增材修复性能对比。研究发现，采用自制TC4EH焊丝的抗拉强度（905.23MPa）明显高于TC4普通焊丝（809.04MPa），硬度和冲击韧度同样较高，伸长率可达原材料的90%以上，具有优良的力学性能。
Chen等人进行了电子束熔丝沉积Ti6Al4V变形控制研究（见图3），电子束以100~150mA之间的扫描电流和低于100mm/s的速度工作，则可以形成薄壁件，扫描形式对残余应力分布影响不大，单向扫描变形更大，收缩变形在往返扫描情况下较为明显，并且与电流变化成正比关系，同时，发现基板底部恒定温度约束下，变形得到改善。
Yan等人研究了电子束熔丝沉积Ti6Al4V加强筋的残余应力与变形，研究发现，两个加强筋都对板产生不利的变形，纵向轨道比横向轨道引起板更大的变形，加强筋的沉积轨迹对变形有很大影响，最大位移发生在与纵向轨道相关的加强筋的内底边缘，高残余应力区域主要集中在加强筋的根部。
综上所述，对于钛合金的电子束熔丝沉积增材制造的研究相对较少，主要偏向借助有限元分析软件的变形控制等领域。分析认为，电子束熔丝沉积增材制造可以克服传统的钛合金加工方式的弊端，借助有限元分析软件更为实际应用过程中提供了基础理论的指导。
2.4 电子束选区熔化（EBM）
Murr等人采用EBM增材制造的方法制备多孔泡沫Ti6Al4V，研究了刚度与密度之间的关系。结果发现泡沫具有实心孔和中空孔结构，与实心、紧密的EBM制造件相比，中空孔结构的强度与硬度成正比，强度高出40%，并且刚度与孔隙率成反比，采用EBM增材制造的泡沫材料在生物医学、航空航天等领域的应用具有巨大潜力。
许飞等人采用电子束选区熔化技术对制备的TC4钛合金开展了大功率高速光纤激光焊接试验研究。结果表明，受EBM技术增材制造TC4的晶粒尺寸差异的影响，激光焊接试验熔合区靠近上下表面的β柱状晶组织相对细小。焊缝区显微硬度高于增材区硬度，且顶部硬度较高。
Seifi等人研究利用EBM增材制造Ti-48Al-2Cr-2Nb的组织性能研究，结果发现，所沉积的材料强度和硬度值超过了常规铸造Ti-Al所获得的强度和硬度值，这与目前测试的增材材料中存在更精细的微观结构相一致。
Surmeneva等人研究了采用EBM技术增材Ti–10%Nb（质量分数，下同）的组织性能研究。结果发现，通过EBM技术元素Nb和Ti的粉末混合物中原位生产Ti-10%Nb合金，最大的Nb颗粒保留在EBM制造的样品中，并且Nb仅部分扩散到Ti中，如图4所示，应该对EBM工艺的参数优化进行更多的研究，以实现更均匀的合金显微组织。
综上所述，对于Ti6Al4V的EBM研究相对较为广泛，发现对于Ti-Nb合金的EBM技术增材制造仍难很好地解决Nb颗粒的扩散问题，会导致显微组织不均匀，因此对于Ti-xNb合金的增材制造还需要更多的工艺优化试验进行材料性能的提升。
3.熔焊增材制造
与其他增材制造方式相比，熔焊增材制造操作性更强，成本更低，但结构可靠性相对较低。熔焊增材制造一般采用焊丝增材制造，但是由于基材和初始沉积层之间的热梯度大，以及辐射和对流热损失，会在制造的部件底部观察到细晶粒结构。由于较低的热梯度，传热速率较低，这阻碍了在增材过程的中间层形成细晶粒结构，而只在制造部件的中间形成长的柱状晶粒。
3.1 CMT电弧增材制造
李雷等人采用CMT电弧增材TC4薄壁结构，研究其增材层组织性能。结果发现，由于增材过程热循环的反复作用，原始β柱状晶晶界、水平层带条纹、马氏体组织和网篮组织等形态出现在增材层中，由于时效作用，对中下部区域产生强化作用，造成上部增材层显微硬度略低于中下部显微硬度（见图5）。
陈伟进行了CMT电弧增材TC4的微观组织及力学性能研究。结果发现，在设定送丝速度为3.0m/min、焊接速度为0.48m/min的参数下，原始β晶粒剖面面积最小，CMT电弧增材制造TC4钛合金在870℃，1h/固溶炉冷（FC）+600℃、2h/固溶空冷（AC）下热处理，获得的各区域微观组织较均匀，固溶处理后的材料塑性较高。
3.2 等离子弧增材制造
Lin等人采用PAW增材制造Ti6Al4V，在微观结构和显微硬度方面进行了研究。结果发现，先前的β柱状晶粒的外延生长受到脉冲扰动的抑制，这导致形成了具有接近等轴晶粒的柱状晶粒，在沉积早期，由于热循环不足，显微硬度较低，在后续沉积中，硬度升高，在沉积层的顶部，不受连续热循环的影响，导致第二相的体积减小，硬度值降低。
马照伟进行了旁路热丝等离子弧增材制造钛合金的组织性能研究（见图6）。结果发现，钛合金增材构件的横向抗拉强度为977MPa，强度与TC4母材的抗拉强度相当，断裂位置在增材直壁结构尾部区域，这是由于横向焊缝为连续熔化-凝固而来，焊缝中的缺陷和杂质较少，使得横向焊缝具有良好强度性能的钛合金增材构件的竖向抗拉强度为
936MPa，断裂位置在增材直壁结构上部区域，性能较横向焊缝稍差。靠近母材的热影响区硬度相对较低，出现了小范围的软化区，整体的竖向硬度差别并不明显。
3.3 复合电弧增材制造
Pardal等人进行了激光和CMT复合焊接增材制造Ti6Al4V的结构件稳定性研究。结果发现，激光可用于稳定焊接过程，减少焊接飞溅，改善电弧漂移的情况，改善单层和多层沉积的焊缝形状，并将Ti6Al4V增材制造的沉积速率从1.7kg/h提高到2.0kg/h。
综上所述，对于熔焊增材制造钛合金主要集中在TC4的研究中，多采用CMT、等离子等高效熔丝工艺方式，同时采用其他热源辅助焊接的方式稳定焊接过程，进行钛合金的增材制造。分析认为，对于熔焊钛合金增材制造的发展方向应开拓研究制备钛合金功能性材料，便于多领域全方位的应用推广，复合热源的增材方式或其他可控热输入的稳定
增材方式会成为熔焊增材的热门研究方向。
4.固态焊增材制造
4.1 搅拌摩擦增材制造（FSAM）
搅拌摩擦增材制造是一种从搅拌摩擦焊接技术发展而来的固相增材技术，原理如图7所示。增材效率高、成本低；在增材过程中没有金属的熔化和凝固，可以避免熔池带来的冶金缺陷问题，同时搅拌摩擦过程中塑性变形还可以起到晶粒细化的作用，获得低成本、高质量增材产品。
张昭等人基于Abaqus生死单元法和移动热源法建立两种搅拌摩擦增材制造Ti6Al4V有限元模型，研究搅拌摩擦增材的温度分布和晶粒生长情况。研究结果发现，横向增材峰值温度大于纵向增材峰值温度，在搅拌区冷却及增材累积过程晶粒粗化，并且由β相转变为α相，由于不同热循环次数的影响，低层搅拌区晶粒尺寸较大，高层搅拌区晶粒尺寸较小。
4.2 超声波增材制造（UAM）
超声波增材制造（UAM）是一种新的快速成形工艺，用于在室温或接近室温的条件下制造金属基复合材料。较低的加工温度使复合材料能够通过利用嵌入在基体中的高度预应变的形状记忆合金（SMA）纤维产生的回复应力。
Hahnlen等人利用UAM技术制造NiTi-Al复合结构界面强度研究，纤维-基体界面的强度是UAM复合材料的限制因素。结果发现，平均界面剪切强度为7.28MPa，纤维与界面结合方式是机械键合，未发生化学键合或冶金键合方式。
为提高碳纤维增强材料（CFRP）的承重能力，使其能在航空航天和汽车工业上进一步推广应用，James等人进行了CFRP/Ti的超声波增材制造中剪切破坏强度的研究，研究结果发现，采用UAM技术可以实现CFRP/Ti的结构制造，超声波能量和表面粗糙度都对UAM制成结构的剪切强度产生积极影响，在焊接前增加界面的表面粗糙度有助于增加最终焊缝的剪切破坏负荷。
综上所述，关于超声波增材制造钛合金的研究较少，主要进行的是金属基复合材料的研究，以增强复合材料的特定性能满足实际生产应用，分析认为，在未来研究中，应侧重于提升复合材料的力学性能研究方向。
5 结束语
随着现代工业的迅速发展，轻量化的设计成为结构件的发展方向，对结构件的性能和质量要求变的越来越严格，钛合金增材制造技术的迅速发展，可以进一步扩大钛合金结构件的应用范围，提高钛合金增材件的性能，增强结构稳定性。综合国内外所研究的钛合金增材制造技术和现代工业的发展方向，未来钛合金增材制造技术注定将朝着绿色、经济、稳定、快速的方向发展。
1）从绿色发展方向来看，搅拌摩擦增材制造起步阶段较晚，还处于试验研究阶段，未来进行多金属材料的复合结构增材制造，实现特定结构的特种性能，将是该技术的一个研究方向。
2）对于经济、稳定的发展方向，则需要进行电弧增材的稳定性过程探索，尤其是新型复合电弧增材制造的稳定性研究。
3）对于快速性的发展方向，目前阶段激光/电子束增材制造工艺相对较为成熟，应继续探究激光增材制造的经济适用性，从实际生产中的装配精度到生产制造中的工艺优化过程，进而降低生产成本，为钛合金增材制造结构件大面积的生产应用打下基础。