等離子沉積應用于增材制造Ti-6AI-4V的優(yōu)勢研究

來源：先進增材工藝  

增材制造下材料利用率及設計靈活度較高，這符合當代可持續(xù)發(fā)展要求，在眾多工藝中具有顯著優(yōu)勢。等離子絲沉積是一種將等離子焊接與送絲相結合的新型增材制造（ALM）技術。本文建立了Ti-6Al-4V工藝的工作包絡線，并計算了回歸模型的總壁寬、有效壁寬和層高。等離子絲沉積工藝能夠產生寬度達17.4 mm的直壁，加工后最大有效壁寬為15.9 mm，比其它工藝所得要寬得多。此外，Ti-6Al-4V的平均沉積率為93%，最大沉積速率為1.8 kg/h。沉積過程中，β相粗柱狀晶粒從基體生長，冷卻后轉變?yōu)棣疗瑢拥腤idmanstätten結構。在沉積中可發(fā)現帶，其具有大小不一的重復網籃組織結構。通過微壓痕硬度測試得到的平均強度為387 HV，比基體高出12%。這些初步數據表明，等離子絲沉積工藝可能適用于大型航空航天部件的增材制造。

1.簡介
根據Baufeld et al.(2010)研究，增材制造是一種通過連續(xù)多層沉積特定材料來制造復雜、近凈形狀組件的技術。Akula 和 Karunakara(2006)介紹了增材制造的首次應用，稱其能使塑料制品快速成型、縮短產品開發(fā)時間并延長產品壽命。此后，相關研究逐漸轉向金屬沉積，目標主要聚焦于那些加工難度較大或成本較高的金屬材料，要求是盡量減少浪費。金屬增材制造技術因熱源和進料形式而異。Kruth et al.(2007)對選擇性激光熔化進行了廣泛研究，其中包括激光掃描粉床。為生產出牢固結合的復合材料，Wang et al.(2006)研究了Ti-6Al-4V直接激光制造，可同時提供吹粉和饋線。選擇性激光熔化可以用電子束熔化替代：Murr et al.(2010)使用該工藝制造了Ti-6Al-4V 多孔泡沫增材層。為提高沉積率，已將電弧焊接技術運用于增材制造。Baufeld et al.(2010)采用GTAW焊接從高純氬氣中成功制造出Ti-6Al-4V管狀元件。Sequeira和Williams(2010)通過CMT焊接和GMAW沉積艙外沉積Ti-6Al-4V。該工作還開發(fā)了一個流程模型，其可為給定單臂形狀選擇最合適幾何參數。盡管存在一些將等離子焊接工藝與送粉相結合的研究(Xiong,2008; Zhang et al,2003)，但據作者所知，目前沒有任何相關文章的發(fā)表。

在構建非垂直部件時，所有基于粉床的技術都需要支撐結構。雖然使用激光技術輔助可以得到更高的尺寸精度，但也存在一些問題。首先，使用激光技術沉積率較低，如 Zhang et al.（2003）所得，其值通常為 9-120 g/h。其次，在其掃描路徑中，激光點可能會影響比激光焊道本身更大的區(qū)域，從而產生球化現象，Tolochko et al.(2004)對此進行了描述。最后，僅通過目前可用設備，很難使用粉床技術生產出大于300 mm×350 mm×300 mm的零件。

在制造大型構件方面，線材技術較之粉末技術優(yōu)勢更大：線材技術沉積率可高出十倍以上，并且在構建部件尺寸上不受限，前提是機械手足夠大并且可以在焊接炬實施保護氣焊。此外由于所有送入焊絲都進入熔池，此過程污染較少。而與此相對的是，許多粉末技術在回收過程中使用的粉末會造成污染。

雖然Sequeira Almeida和Williams(2010)之前的研究已經證明使用GMAW焊接可生產出1000 mm×200 mm×4 mm鈦合金壁，但本文主題為研究并探討等離子絲沉積特性。如Messler(1999)所述，非轉移等離子弧焊是非消耗性鎢電極(陰極)和銅陽極在焊槍內產生電弧的一種過程。惰性氣體(通常是氬氣)受力通過因陰陽極而形成的孔，從而收縮電弧。同其它沉積方式，如GTAW沉積相比，該工藝下能量密度更高，電弧穩(wěn)定性更高且污染更少。Weman(2003)論述使用這種工藝焊接行進速度更快，質量也更好，因而將其運用到增材制造也可以產生同樣的優(yōu)勢。此外，我們還將建立一個能夠預測沉積狀態(tài)主要幾何特征的模型。

圖1 等離子沉積實驗裝置示意圖

2. 研究方法
2.1實驗裝置
用于等離子沉積的設備如圖1所示，包括：一個帶有100mm長拖護罩的Liburdi Engineering PW-400C等離子體焊接炬；一臺Liburdi Pulseweld LP4000-VC電源。等離子體和保護氣體均采用純氬氣。焊炬間距為7mm (可確保不發(fā)生碰撞)，電極復位為5mm (采取焊炬廠家建議)。實驗期間上述數據穩(wěn)定不變。焊絲直徑為1.2 mm，焊絲從焊池前端進料，如圖1所示。線弧化學成分如表1所示。沉積操作階段以及相應的等離子體氣體、屏蔽氣體保護氣和尾流保護氣流速見表2。

表1

表2

2.2過程窗口確定初步實驗
將等離子沉積運用于增材制造屬創(chuàng)新之舉，通過數量34一組的初步單層(板上珠)實驗可以提前了解該工藝的大體情況并確定該工藝參數局限性。物理限制或參數組合不切實際會導致沉積無法實現。實驗設置與2.1所述相同。當兩個參數保持不變時，另一個在固定的步驟中變化，直到肉眼觀察沉積層，發(fā)現不可行組合。

2.3過程模型開發(fā)試驗
壁層14，長140mm。層沉積總是從同一端點開始。在每層開始沉積前，用不銹鋼絲刷和丙酮清洗盤子，以消除表面污染。使用200 mm×100 mm×7 mm參數的Ti-6Al-4V進行等離子沉積可得到三面增材制造直墻，先將此部分冷卻至100◦C，然后再沉積新層，以保持部件幾何形狀一致性。隨后實驗表明，基底溫度會影響液滴表面張力，而液滴表面張力又會影響沉積的幾何形狀。

在確定工藝約束因素后，Montgomery(2005)選擇D-最優(yōu)設計方法進行了實驗。最優(yōu)設計由計算機生成，尤其適用于實驗區(qū)域不規(guī)則、模型不標準(即，實驗者事先知道某些交互作用不重要)和有一定樣本大小要求(即，為縮減大小必須進行多次運行)的情。Montgomery指出如果一個設計”使回歸系數向量上的聯合置信區(qū)域的體積最小化“，那它就是D-最優(yōu)設計方法。在實驗中，實驗人員輸入約束方程，并指定與不必要的模型項和樣本大小有關的任何條件。然后，軟件運行一個算法，并返回具有最高D-最優(yōu)的實驗集。

經過初步實驗和因素縮減，選取送絲速度(WFS) [X1]、行進速度(TS) [X2]和電流(I) [X3]作為模型因素。WFS是金屬絲進入熔池的速度[mm/s](圖1)；TS是機械手(也就是焊接炬)沿Y軸的運動速度[mm/s]；I [A]影響熱輸入。

模型中使用的三個反應為總壁寬、有效壁寬和層高，這些將在下一節(jié)中進行描述。由于三次行為是預期的，因而使用三階多項式方程進行匹配。

在此方程中，Y是預測反應，β0是常數的過程影響，βi是Xi的線性效應,βi 是Xi 的二次效應，βiii 是Xi 的三次效應，βij是一階的交互，βiij是二階的交互，β123是三階的交互。

本研究采用了Stat-Ease Design-Expert®7.1統(tǒng)計軟件，其可以創(chuàng)建評估一般析因設計，部分析因設計，響應面及優(yōu)化設計。該軟件分析表明，計算全模型的回歸系數需要進行28次試驗。

2.4 測量
在距沉積起始點50 mm、80 mm和110 mm處測量沉積層高度。用平均值來確定下一層沉積的高度增量。在計算平均層高時，由于底板的熱效應，排除了前四層(圖2)。取橫斷面，放入樹脂，打磨，拋光，氫氟酸蝕刻，以便拍攝宏、微觀圖像。沉積壁面具有不規(guī)則的表面光潔度，因此需要進行加工操作以實現平面?zhèn)让�。將加工前后的寬度分別命名為總壁寬(TWW)和有效壁寬(EWW)，有效壁寬代表有效可用的寬度。如圖2所示。面積A為EWW圍成的橫截面積；區(qū)域B和C是需要通過加工操作去除的材料的橫截面區(qū)域。使用Adobe Photoshop® CS4測量寬度和面積。在Adobe Photoshop中，通過不同顏色突出顯示不同區(qū)域(A、B或C)。在定義圖像上比例后，用軟件計算相應區(qū)域。

圖2，一般零件截面示意圖�？偙趯捒紤]的是實驗對象的整個寬度，而有效壁寬只測量加工掉不規(guī)則側面后剩下的部分。區(qū)域A是有效壁寬的截面，區(qū)域B和C對應的是必須加工的截面。

表面波紋度計算公式為：

表面波紋度和沉積效率都表明了達到尺寸精度必須加工多少材料。

3.結果及討論
3.1 工作包絡線

對Ti -6Al -4V沉積的初步研究表明，各參數的范圍可以用以下公式表示：
20 ≤ wire feed speed ≤ 100（4）
2 ≤ travel speed ≤ 10 (5)
120 ≤ current ≤ 300（6）
160 ≤−5×wire feed speed+3×current(7)
-520 ≤−8×wire feed speed+current（8）
-200 ≤ wire feed speed–current（9）
0 ≤−wire feed speed+20×travel speed（10）
0 ≤ wire feed speed−5×travel speed（11）
-58 ≤−wire feed speed+6×travel speed（12）

圖3對這些進行了具象表示，認為它們可能與發(fā)生在工作包絡線之外的缺陷有關。WFS和TS的低限值是由于需要較高的沉積速率，因此沒有考慮較低的值。WFS（送絲速度）上限是由于硬件限制造成的。電流上限與WFS上限有關，300A是熔解WFS上限(100mm /s) 所需的電流。一方面，當熱輸入不足時，會發(fā)生不完全熔化(方程式(6) - (8)；圖3中B3、B4圖像)；另一方面，當熱輸入過大時，珠形均勻性會受到嚴重影響（方程式(9)；圖3中B1、B2圖像)。

高TS（行進速度）產生了一種程度更大的峰值（方程式(5)和(11)：圖3中A1-A3圖像）；高表面張力使液滴一接觸冷基體就凝固；WFS（送絲速度）越高，峰越大。這就是上層試驗裝置（TS）受限的原因。

圖3，（a）WFS送絲速度-TS（行進速度）和(b) WFS（送絲速度）-I（電流）工作包絡線。這些數字表示每條線條所收到的約束。(c)約束下的工作包絡線三維圖；這些點對應計算模型回歸系數所需的28次試驗。

3.2加工能力

典型沉積如圖4所示，圖5將其與其它工藝進行了比較。對于GMAW和GTAW工藝，只考慮采用艙外制造所得的比較數據，這些數據來自于Sequeira和Williams(2010)、Eze(2009)、milelwski et al.(1999)和Tolochko et al.(2004)的研究。注意，在基于激光的加工過程中，假定壁寬等于光斑大小。粉層激光沉積工藝的主要優(yōu)點是特征尺寸小。最后還有一個有趣的現象，那就是等離子沉積可以優(yōu)化GMAW-CMT工藝能力，后者生產所得壁度更薄且層數更高。因此，兩種工藝相結合，可以滿足任何幾何需求。

使用等離子沉積可得最大沉積速率為1.8公斤/小時；然而，它受到規(guī)格為100 mm/s送絲機的限制。該過程表明在功率和WFS都增加的前提下，沉積率就有可能進一步增加。表面起伏范圍為0.35 -1.51mm，平均值為0.70mm。平均沉積效率為93%，最大值為98%，最小值為85%。這些值遠高于GMAW-CMT工藝產出，其平均值約為80%(Sequeria Almeida& Willliams,2010)。只考慮沉積時間的話，沉積14層所需時間范圍為3分16秒到16分20 秒，取決于行進速度。前四層寬度約為總壁寬的77%，后4層有效壁寬的88%。在實踐中，前四層需要不同的參數以產生更大的有效壁寬。對該內容，本研究不做探討。

圖4，Ti-6AL-4V 等離子沉積所得產品

圖5，等離子沉積與其它增層制造工藝在總壁寬、有效壁寬和層高方面對比圖。高頻鎢極氬弧焊、直流鎢極氬弧焊、選擇性激光熔化和直接激光制造均沒有有效的壁寬數據。

3.3. 宏觀結構
所有標本的橫截面都顯示出一個共同的宏觀結構，經過沉積過程，先前的β柱狀晶粒從底板（圖7a）中生長出來。在增層制造背景下中，Baufeld et al.(2010)，描述了Ti-6Al-4V 如何在以立方β為中心的體中凝固，然后在1000℃以下冷卻時部分轉變?yōu)楸涣�邊形閉合填充α相，周圍被β矩相包圍。所得晶粒比基板中的要大得多，這是外延晶粒生長（發(fā)生在沉積過程中）的結果，即有利晶粒生長，不利晶體不生長。優(yōu)選方向即熱流方向。

此外，在微結構中還有一系列帶，它們在壁底部凸起，并垂直于壁頂部。這一特性將在下一章節(jié)進行討論。

3.4 微觀結構與硬度

通過對沉積微觀結構進行分析，從中可以發(fā)現許多關鍵特征。首先，上部區(qū)域由精細的微觀結構組成，如圖6所示。該區(qū)域內的微觀結構相對均勻，包含精細的 Widmanstätten 以及一些針狀α片晶。Widmanstätten 微結構由小α菌落組成，這些菌落原本應成核為之前的β晶粒，現在卻轉變?yōu)閲�繞α片晶的基質。α成核始于晶界，當成核的α片晶相互碰撞而無法進一步生長時，額外的成核在薄片邊界上發(fā)生，導致新的薄片垂直于原來的薄片生長，以最小化彈性應變(Lütjering & Williams,2007)。雖然一些作者(Gil et al.,2001；Lütjering & Williams,2007) 將網格狀的微觀結構，如在頂部區(qū)域發(fā)現的那種微觀結構稱之為馬氏體，但其他人(Baufeld et al.,2009)表示這樣的顯微組織為精細方平組織。不管對此解釋如何，但正如Lütjering 和Williams(2007)，Gil et al.(2001)，Filip et al.(2003)以及Ahmed& Rack(1998)所述，這種微觀結構通常是通過將材料從β以上轉變溫度快速冷卻到室溫來產生的。在該區(qū)域下方可觀察到一系列帶，每個沉積產生一個帶層。通用頻帶由圖 7a 中的字母 F 表示。分析圖7中兩個帶之間的微觀結構可得，隨著Z方向上距離的增加，薄片尺寸（目視評估）增加，即在兩個帶內，朝向焊接炬的微觀結構尺寸逐漸增加（參見圖 7B-F)。Kelly 和 Kampe(2004a)也觀察到了這種微觀結構，他們聲稱微觀結構尺寸變化是由成分梯度或熱效應引起的。

另一種解釋是最終微觀結構是由多次熱循環(huán)引起的，包括：材料沉積的一次熱循環(huán)，以及后續(xù)層引起的后續(xù)熱循環(huán)。Kelly和Kampe(2004b)對ALM 期間的熱歷史以及該過程的內部熱模型進行的分析表明，在沉積物頂部4-5 mm的冷卻速度差異不大。因此，當溫度超過β過渡溫度時，顯微組織不太可能有任何顯著的差異，而高冷卻速率會產生均勻的馬氏體(或精細的Widmanstätten)顯微組織。

就在這一區(qū)域的下方，即圖7a中B點所確定的區(qū)域，峰值溫度將剛好低于β過渡溫度，因此微觀組織不會完全轉變?yōu)棣孪唷５湫偷臒嵫�環(huán)如圖8所示，設定其峰值溫度為TB。持續(xù)保持該溫度，時間為tB，β相不會發(fā)生變化。當溫度時間足夠（溫度高于α溶解溫度Tdiss 748℃，高于該溫度時α平衡體積微量就會下降）α金屬絲區(qū)域結晶粒會粗大化，Baufeld et al.(2009)也對此現象進行了描述。在離焊接矩較遠的一點，即圖7a中F點處，峰值溫度尚不可知，但可以確定的是其值顯著低于B點。圖8中的第二個熱剖面對此進行了表示，該熱剖面有一個峰值溫度TF，維持該峰值溫度需要時間為tF。這種較低的溫度不足以引起結晶粒粗化，因而之前的大部分組織可以得到保留，即與頂部區(qū)域馬氏體組織差別較小。因此，在帶內觀察到的不同微觀結構是由峰值溫度帶來的初步反應，即材料在第一個熱循環(huán)中達到峰值溫度，而此溫度低于β過渡溫度；并不是像一些作者聲稱的那樣，是由于冷卻速度差異。注意，隨后熱循環(huán)中的峰值溫度不會引起明顯的微觀結構變化。

沿中心線對四個試驗對象每1.5 mm進行一次硬度測量�；�體的平均硬度為347 HV, 4個試樣的硬度范圍為342 ~ 430 HV，平均硬度為387 HV。沿沉積物的硬度值沒有明顯的變化趨勢。樣品的標準偏差(20 HV)與底板(19 HV)相似。數值表明，在沉積過程中，材料發(fā)生了一定程度的硬化。

圖6，沉積頂部典型的精細層狀結構。圖中針狀薄片表示存在馬氏體。

圖7，(a)為沉積宏觀結構；(B-F)對應圖(a)中不同位置微觀結構。從圖中可看到Widmanstätten特征尺寸在增加。

圖8，圖7中B和F的建議冷卻曲線。TB和TF是這兩點達到的峰值溫度，tB和tF是對應所需時間。

3.5 沉積過程中的問題
如第2節(jié)所述，材料需冷卻到100℃，再進行下一層沉積。由于Ti-6Al-4V熱導率較差(7.2 W/mK)，因此等待時間可能遠大于實際沉積時間。這一問題在本研究的小標本實驗中那個得到了充分顯示。該過程將通過大型結構進行解決，由于部件尺寸較大，連續(xù)層沉積時間較長，因此實際操作問題不大。其它解決方案可能還包括同時存放多個組件或進行沉積過程冷卻。

沉積壁高不一致；一開始有明顯駝峰，結束時會出現凹陷，如圖4所示。末端的凹陷很可能是由于焊接矩沒有散熱片造成熱量積聚所致，這一問題可以通過減少通過電流來解決。而一開始出現駝峰可能與沉積在冷基材上的熱效應有關。這兩個問題都可以通過改變沉積策略來解決：即不再從同一點開始沉積每一層，而是每一層可以從前一層完成的地方開始沉積。通過這種方式，駝峰和斜面將在兩端平均分布，相互補充。該解決方案不需要修改任何工藝參數，已經過測試驗證。

在總共32個樣品中，只有4個樣品觀察到了縱向的空洞(圖9a和b)。在這些樣品中，冷卻速度需要足夠高，以防止熔融金屬填充等離子射流產生的空洞。在兩個樣品中，只在基材中觀察到空洞，而在其他兩個樣品中，空洞延伸到整個沉積區(qū)域。在實驗設計上，這兩個樣品具有相同的沉積參數，第二個樣品是第一個的復制。因此，兩者都出現該缺陷是可預料的。工業(yè)應用中不希望出現該空洞情況；因此，引起空洞的參數組合應排除在工作包絡線之外。

氧化是工藝加工過程中的一個主要問題。許多樣品在沉積后會出現表面變色情況 (圖9c)。顏色可能從淡黃色到深灰色不等，并且由于難以充分屏蔽組件，隨著沉積物高度增加，變色會更加普遍。因此需要開發(fā)更有效的艙外沉積屏蔽裝置。最后，即使是在這些小樣本上，變形情況也很明顯，這表明沉積層中的殘余應力可能很嚴重，需要得到解決。

圖9，加工問題包括空洞和表面氧化(c)。在4個試樣中觀察到空洞: (a)僅在底板上有空洞，(b)延伸到整個鍍層。

3.6 數據分析
為了確定測量反應和統(tǒng)計顯著變量之間的關系，本研究進行了方差分析(ANOVA)，產生了以下壁總寬(TWW單位[mm])、有效壁寬(EWW單位[mm])和層高(LH單位[mm])的響應模型:

表3

雖然使用了立方模型，但方差分析表明，沒有得到有效三次項。令人驚訝的是，WFS（送絲速度）的線性項與TWW（總壁寬）中具有統(tǒng)計學相關性，但與EWW（有效壁寬）卻沒有這種相關性。

表3給出了三種模型的決定系數(R2)和調整后系數-R2。根據Montgomery(2005)的說法，兩個R2系數都測量了數據中可以被模型解釋的變異性的比例，表明95%以上的變異性可以用模型解釋，除了LH（層高）結果。LH的R2值較差可能與變化較大的壁高有關，通過觀察樣品可發(fā)現。這有可能會影響復原數據分析的可靠性。事實上，在LH模型中，Lack of Fit的p值是顯著的(0.0154)。Montgomery解釋說，p值有助于決策者確定數據的顯著性，其閾值通常為0.05；而Lack of Fit是因為遺漏了平方和因素。假設模型中排除了所有且只有不重要的項，可以假設顯著的Lack of Fit來源于數據中的隨機誤差。進一步實驗時需要使用更高的壁，進行穩(wěn)態(tài)沉積擴展以提供更精確測量數據。

Pred-R2值（通過新數據模型來預測可變性)與調整后的R2值以及在所有三種情況下的Adeq值都保持合理一致性。測量信噪比的精度測試大于4，該值為可接受范圍內的最小值。

為了進一步評估模型可靠性，本研究額外沉積了四層壁，并將它們的響應情況與Stat-Ease Design-Expert®7.1預測的結果進行比較。數據顯示，TWW和EWW值始終保持在95%置信區(qū)間內；然而，4個LH測量值中有2個落在95%置信區(qū)間之外。這證實了我們之前討論過的問題：使用回歸模型預測LH反應可靠性較低。

通過等高線圖具象化回歸方程。當TS最小時，EWW(見圖10)最大；TS增加，管壁變薄。該過程與GMAW焊接具有共同點，Sequeira Almeida和 Williams(2010)表示，壁寬取決于WFS/TS比。事實上，隨著單位長度進料量的增加，比例越高，壁越厚。除此之外，電流也會影響EWW焊接(見圖10)，電流較大，所得壁較厚。

需要指出的是，TWW達到最大值與EWW達到最大值所需條件基本一致，(TWW:WFS 42 mm/s, TS 2mm/s，電流237A；EWW:WFS 41mm/s, TS 2.1mm/s，電流240A)這表明這兩個反應關聯度極高。

LH（層高）結果如圖11所示，其行為與TWW和EWW所描述的行為相反：LH隨著WFS的增加和電流的降低而增加。對此我們已進行過描述，高電流會導致沉積物擴散，因此低電流會減少熱輸入，從而使沉積物更早凝固。在WFS 68 mm/s, TS 3.4 mm/s以及電流167 A的條件下可得到LH最大值，此時其行進速度為中間值。

為優(yōu)化并行目標，它們互相矛盾但取決于同一組變量，Trautmann和Mehnen (2009)曾進行研究，他們指出優(yōu)化過程可能會引起多目標優(yōu)化中的典型問題。因此，如Ehrgott(2005)所述，不存在唯一最優(yōu)解，但可以通過可取性函數可計算出一系列不同解。在等離子沉積過程中，EWW是第一個必須指定的參數，因為它代表著主要的設計規(guī)范；當產量要求十分重要時，沉積速率所依賴的WFS應盡可能提高，以盡快造壁。大多數最優(yōu)解決方案的可取性指數都在0.90以上。

Montgomery(2005)指出，可取性指數是可取性函數得出，當響應達到目標時，可取性指數為1，當響應不可接受時，可取性指數為0。在某些情況下，可以用可取性指數= 1來計算解，例如給定條件為EWW 12 mm, WFS 100 mm/s，電流294 A, TS 7 mm/s。

圖10，有效壁寬等高線圖: (a) TS=2 mm/s; (b) TS = 6 mm/s; (c)TS = 10 mm/s

圖11，層高等高線圖: (a) TS = 2 mm/s; (b) TS = 6 mm/s; (c)TS = 10 mm/s

4.總結
本研究主要包含以下幾點：
• 證明采用等離子體線沉積技術制備增材大型航空結構件具有可行性；
• 本研究描述了等離子絲沉積的加工窗口，包括何種參數組合下沉積不可行，以及可能造成外部缺陷的參數范圍;
• 與競爭工藝增材制造相比，等離子沉積有效壁寬和沉積速率要高得多。但與GMAW焊接以及CMT焊接相比，等離子沉積所得層高較低；
• 實驗過程中，金相顯示出具有大柱狀晶粒的微觀組織Widmanstätten；
• 沉積會出現氧化和變形問題，在艙外沉積下更為顯著；
• 設計出了一個可選擇工藝參數的統(tǒng)計模型，在給定有效壁寬下使層高和沉積速率最大化。

來源：Martina, Filomeno, Jorn Mehnen, Stewart W. Williams, Paul Colegrove, and Frank Wang. "Investigation of the benefits of plasma deposition for the additive layer manufacture of Ti–6Al–4V." Journal of Materials Processing Technology 212, no. 6 (2012): 1377-1386.