Благодарим вас за посещение Nature.com. Версия браузера, которую вы используете, имеет ограниченную поддержку CSS. Для наилучшей работы мы рекомендуем вам использовать обновленный браузер (или отключить режим совместимости в Internet Explorer). В то же время, чтобы обеспечить постоянную поддержку, мы будем отображать сайт без стилей и JavaScript.
Предложен новый механизм, основанный на селективной лазерной плавке, для управления микроструктурой изделий в процессе производства. Механизм основан на генерации высокоинтенсивных ультразвуковых волн в расплавленной ванне с помощью сложного лазерного облучения с модулированной интенсивностью. Экспериментальные исследования и численное моделирование показывают, что этот механизм управления технически осуществим и может быть эффективно интегрирован в конструкцию современных машин селективной лазерной плавки.
Аддитивное производство (AM) деталей сложной формы значительно возросло за последние десятилетия. Однако, несмотря на разнообразие процессов аддитивного производства, включая селективную лазерную плавку (SLM)1,2,3, прямое лазерное осаждение металла4,5,6, электронно-лучевую плавку7,8 и другие9,10, детали могут быть дефектными. Это в основном связано со специфическими особенностями процесса затвердевания расплавленной ванны, связанными с высокими термическими градиентами, высокими скоростями охлаждения и сложностью циклов нагрева при плавлении и переплавке материала11, что приводит к эпитаксиальному росту зерен и значительной пористости12,13. показали, что необходимо контролировать термические градиенты, скорости охлаждения и состав сплава или применять дополнительные физические удары внешними полями с различными свойствами, такими как ультразвук, для достижения мелкозернистых равноосных структур зерен.
Многочисленные публикации посвящены влиянию вибрационной обработки на процесс затвердевания в обычных процессах литья14,15. Однако приложение внешнего поля к объемному расплаву не дает желаемой микроструктуры материала. Если объем жидкой фазы мал, ситуация резко меняется. В этом случае внешнее поле существенно влияет на процесс затвердевания. Были рассмотрены интенсивные звуковые поля16,17,18,19,20,21,22,23,24,25,26,27, дуговое перемешивание28 и колебания29, электромагнитные эффекты во время импульсных плазменных дуг30,31 и другие методы32. Прикрепите к подложке с помощью внешнего источника ультразвука высокой интенсивности (при 20 кГц). Измельчение зерна, вызванное ультразвуком, объясняется увеличением зоны конститутивного переохлаждения из-за уменьшенного градиента температуры и усиления ультразвука для генерации новых кристаллитов посредством кавитации.
В данной работе мы исследовали возможность изменения зернистой структуры аустенитных нержавеющих сталей путем ультразвуковой обработки расплавленной ванны звуковыми волнами, генерируемыми самим плавящимся лазером. Модуляция интенсивности лазерного излучения, падающего на светопоглощающую среду, приводит к генерации ультразвуковых волн, которые изменяют микроструктуру материала. Такая модуляция интенсивности лазерного излучения может быть легко интегрирована в существующие SLM 3D-принтеры. Эксперименты в данной работе проводились на пластинах из нержавеющей стали, поверхности которых подвергались воздействию лазерного излучения с модуляцией интенсивности. Таким образом, технически выполняется лазерная обработка поверхности. Однако, если такая лазерная обработка выполняется на поверхности каждого слоя, во время послойного наращивания достигается воздействие на весь объем или на выбранные части объема. Другими словами, если деталь создается послойно, лазерная обработка поверхности каждого слоя эквивалентна «лазерной объемной обработке».
В то время как в ультразвуковой терапии на основе ультразвукового рупора ультразвуковая энергия стоячей звуковой волны распределяется по всему компоненту, в то время как вызванная лазером ультразвуковая интенсивность сильно концентрируется вблизи точки, где поглощается лазерное излучение. Использование сонотрода в машине для плавления порошкового слоя SLM осложнено тем, что верхняя поверхность порошкового слоя, подвергаемая воздействию лазерного излучения, должна оставаться неподвижной. Кроме того, на верхней поверхности детали отсутствует механическое напряжение. Поэтому акустическое напряжение близко к нулю, а скорость частиц имеет максимальную амплитуду по всей верхней поверхности детали. Звуковое давление внутри всей расплавленной ванны не может превышать 0,1% от максимального давления, создаваемого сварочной головкой, поскольку длина волны ультразвуковых волн с частотой 20 кГц в нержавеющей стали составляет \(\sim 0,3~\text {м}\), а глубина обычно меньше \(\sim 0,3~\text {мм}\). Поэтому влияние ультразвука на кавитацию может быть небольшим.
Следует отметить, что использование модулированного по интенсивности лазерного излучения при прямом лазерном осаждении металлов является активной областью исследований35,36,37,38.
Тепловые эффекты лазерного излучения, падающего на среду, лежат в основе практически всех лазерных методов обработки материалов39, 40, таких как резка41, сварка, закалка, сверление42, очистка поверхности, легирование поверхности, полировка поверхности43 и т. д. Технология обработки материалов и обобщены предварительные результаты во многих обзорах и монографиях44, 45, 46.
Следует отметить, что любое нестационарное воздействие на среду, в том числе лазерное воздействие на поглощающую среду, приводит к возбуждению в ней акустических волн с большей или меньшей эффективностью. Первоначально основное внимание уделялось лазерному возбуждению волн в жидкостях и различным термическим механизмам возбуждения звука (тепловое расширение, испарение, изменение объема при фазовом переходе, сжатие и т. д.)47, 48, 49. В многочисленных монографиях50, 51, 52 дается теоретический анализ этого процесса и его возможных практических приложений.
Эти вопросы впоследствии обсуждались на различных конференциях, а лазерное возбуждение ультразвука нашло применение как в промышленных применениях лазерной технологии53, так и в медицине54. Таким образом, можно считать, что основная концепция процесса, посредством которого импульсный лазерный свет воздействует на поглощающую среду, была установлена. Лазерно-ультразвуковой контроль используется для обнаружения дефектов образцов, изготовленных методом SLM55,56.
Воздействие лазерных ударных волн на материалы лежит в основе лазерной ударной обработки57,58,59, которая также используется для обработки поверхности деталей, изготовленных аддитивным способом60. Однако лазерное ударное упрочнение наиболее эффективно для наносекундных лазерных импульсов и механически нагруженных поверхностей (например, со слоем жидкости)59, поскольку механическая нагрузка увеличивает пиковое давление.
Были проведены эксперименты по исследованию возможного влияния различных физических полей на микроструктуру затвердевших материалов. Функциональная схема экспериментальной установки представлена ​​на рисунке 1. Использовался импульсный твердотельный лазер Nd:YAG, работающий в режиме свободной генерации (длительность импульса \(\tau _L \sim 150~\upmu \text {s}\ )). Каждый лазерный импульс проходит через ряд нейтральных фильтров и систему пластин-делителей луча. В зависимости от комбинации нейтральных фильтров энергия импульса на мишени варьируется от \(E_L \sim 20~\text {mJ}\) до \(E_L \sim 100~\text {mJ}\). Лазерный луч, отраженный от делителя луча, подается на фотодиод для одновременного сбора данных, а два калориметра (фотодиоды с большим временем отклика, превышающим \(1~\text {ms}\)) используются для определения падающего на мишень и отраженного от нее света, а два измерителя мощности (фотодиоды с коротким временем отклика раз\(<10~\text {нс}\)) для определения падающей и отраженной оптической мощности. Калориметры и измерители мощности были откалиброваны для получения значений в абсолютных единицах с использованием термобатарейного детектора Gentec-EO XLP12-3S-H2-D0 и диэлектрического зеркала, установленного в месте расположения образца. Сфокусируйте луч на мишени с помощью линзы (Просветляющее покрытие на \(1,06 \upmu \text {м}\), фокусное расстояние \(160~\text {мм}\)) и перетяжка луча на поверхности мишени 60– \(100~\upmu\text {м}\).
Функциональная схема экспериментальной установки: 1 — лазер; 2 — лазерный луч; 3 — нейтральный фильтр; 4 — синхронизированный фотодиод; 5 — светоделитель; 6 — диафрагма; 7 — калориметр падающего луча; 8 — калориметр отраженного луча; 9 — измеритель мощности падающего луча; 10 — измеритель мощности отраженного луча; 11 — фокусирующая линза; 12 — зеркало; 13 — образец; 14 — широкополосный пьезоэлектрический преобразователь; 15 — 2D-преобразователь; 16 — микроконтроллер позиционирования; 17 — блок синхронизации; 18 — многоканальная цифровая система сбора данных с различной частотой дискретизации; 19 — персональный компьютер.
Ультразвуковая обработка осуществляется следующим образом. Лазер работает в режиме свободного хода; поэтому длительность лазерного импульса составляет \(\tau _L \sim 150~\upmu \text {s}\), что состоит из нескольких длительностей примерно \(1,5~\upmu \text {s } \) каждая. Временная форма лазерного импульса и его спектр состоят из низкочастотной огибающей и высокочастотной модуляции со средней частотой около \(0,7~\text {MHz}\), как показано на рисунке 2. Частотная огибающая обеспечивает нагрев и последующее плавление и испарение материала, в то время как высокочастотная составляющая обеспечивает ультразвуковые колебания за счет фотоакустического эффекта. Форма волны ультразвукового импульса, генерируемого лазером, в основном определяется временной формой интенсивности лазерного импульса. Она составляет от \(7~\text {кГц}\) до \ (2~\text {МГц}\), а центральная частота равна \(~ 0,7~\text {МГц}\). Акустические импульсы, возникающие вследствие фотоакустического эффекта, регистрировались с помощью широкополосных пьезоэлектрических преобразователей, изготовленных из поливинилиденфторидных пленок. Зарегистрированная форма волны и ее спектр показаны на рисунке 2. Следует отметить, что форма лазерных импульсов типична для лазера со свободной модой.
Временное распределение интенсивности лазерного импульса (а) и скорости звука (б) на задней поверхности образца, спектры (синяя кривая) одиночного лазерного импульса (в) и ультразвукового импульса (г), усредненные по 300 лазерным импульсам (красная кривая).
Отчетливо различаются низкочастотная и высокочастотная составляющие акустической обработки, соответствующие низкочастотной огибающей лазерного импульса и высокочастотной модуляции соответственно. Длины волн акустических волн, генерируемых огибающей лазерного импульса, превышают \(40~\text {см}\), поэтому ожидается основное воздействие широкополосных высокочастотных составляющих акустического сигнала на микроструктуру.
Физические процессы в СЛП сложны и происходят одновременно в разных пространственных и временных масштабах. Поэтому для теоретического анализа СЛП наиболее подходят многомасштабные методы. Математические модели изначально должны быть многофизическими. Тогда можно эффективно описать механику и теплофизику многофазной среды «твердое тело-жидкий расплав», взаимодействующей с атмосферой инертного газа. Характеристики тепловых нагрузок на материалы в СЛП следующие.
Скорости нагрева и охлаждения до \(10^6~\text {K}/\text {s}\) /\text{ за счет локализованного лазерного облучения с плотностью мощности до \(10^{13}~\text {W} см}^2\).
Цикл плавления-затвердевания длится от 1 до \(10~\text {мс}\), что способствует быстрому затвердеванию зоны плавления при охлаждении.
Быстрый нагрев поверхности образца приводит к образованию высоких термоупругих напряжений в поверхностном слое. Значительная (до 20%) часть порошкового слоя интенсивно испаряется63, что приводит к возникновению дополнительной нагрузки давлением на поверхности в ответ на лазерную абляцию. В результате индуцированная деформация существенно искажает геометрию детали, особенно вблизи опор и тонких конструктивных элементов. Высокая скорость нагрева при импульсном лазерном отжиге приводит к генерации ультразвуковых волн деформации, распространяющихся от поверхности к подложке. Для получения точных количественных данных о локальном распределении напряжений и деформаций проводится мезоскопическое моделирование задачи упругой деформации, сопряженной с тепло- и массопереносом.
Управляющие уравнения модели включают (1) уравнения нестационарного теплопереноса, где теплопроводность зависит от фазового состояния (порошок, расплав, поликристалл) и температуры, (2) флуктуации упругой деформации после континуальной абляции и уравнения термоупругого расширения. Краевая задача определяется экспериментальными условиями. Модулированный лазерный поток определяется на поверхности образца. Конвективное охлаждение включает кондуктивный теплообмен и испарительный поток. Поток массы определяется на основе расчета давления насыщенного пара испаряющегося материала. Используется упругопластическое соотношение напряжение-деформация, где термоупругое напряжение пропорционально разнице температур. Для номинальной мощности \(300~\text {Вт}\), частоты \(10^5~\text {Гц}\), коэффициента прерывистости 100 и \(200~\upmu \text {м}\ ) эффективного диаметра пучка.
На рисунке 3 показаны результаты численного моделирования расплавленной зоны с использованием макроскопической математической модели. Диаметр зоны плавления составляет \(200~\upmu \text {м}\) (\(100~\upmu \text {м}\) радиус), а глубина \(40~\upmu \text {м}\). Результаты моделирования показывают, что температура поверхности локально изменяется со временем как \(100~\text {К}\) из-за высокого прерывистого фактора импульсной модуляции. Скорости нагрева \(V_h\) и охлаждения \(V_c\) составляют порядка \(10^7\) и \(10^6~\text {К}/\text {с}\) соответственно. Эти значения хорошо согласуются с нашим предыдущим анализом64. Разница в порядке величины между \(V_h\) и \(V_c\) приводит к быстрому перегреву поверхностного слоя, где теплопроводность к подложке недостаточна для удаления тепло. Таким образом, при \(t=26~\upmu \text {s}\) температура поверхности достигает пика \(4800~\text {K}\). Интенсивное испарение материала может привести к тому, что поверхность образца подвергнется чрезмерному давлению и отслоится.
Результаты численного моделирования зоны плавления отжига одиночным лазерным импульсом на пластине образца 316L. Время от начала импульса до достижения глубиной расплавленной ванны максимального значения составляет \(180~\upmu\text {с}\). Изотерма\(T = T_L = 1723~\text {K}\) представляет собой границу между жидкой и твердой фазами. Изобары (желтые линии) соответствуют пределу текучести, рассчитанному как функция температуры в следующем разделе. Таким образом, в области между двумя изолиниями (изотермами\(T=T_L\) и изобарами\(\sigma =\sigma _V(T)\)) твердая фаза подвергается сильным механическим нагрузкам, что может привести к изменениям в микроструктуре.
Этот эффект дополнительно поясняется на рисунке 4а, где уровень давления в расплавленной зоне изображен как функция времени и расстояния от поверхности. Во-первых, поведение давления связано с модуляцией интенсивности лазерного импульса, описанной на рисунке 2 выше. Максимальное давление \text{s}\) около \(10~\text {МПа}\) наблюдалось при примерно \(t=26~\upmu). Во-вторых, флуктуация локального давления в контрольной точке имеет те же характеристики колебаний, что и частота \(500~\text {кГц}\). Это означает, что ультразвуковые волны давления генерируются на поверхности, а затем распространяются в подложку.
Рассчитанные характеристики зоны деформации вблизи зоны плавления показаны на рис. 4б. Лазерная абляция и термоупругое напряжение генерируют упругие волны деформации, которые распространяются в подложку. Как видно из рисунка, существует две стадии генерации напряжения. Во время первой фазы \(t < 40~\upmu \text {s}\) напряжение Мизеса возрастает до \(8~\text {MPa}\) с модуляцией, аналогичной поверхностному давлению. Это напряжение возникает из-за лазерной абляции, и в контрольных точках не наблюдалось термоупругого напряжения, поскольку начальная зона термического влияния была слишком мала. Когда тепло рассеивается в подложке, контрольная точка генерирует высокое термоупругое напряжение выше \(40~\text {MPa}\).
Полученные модулированные уровни напряжений оказывают существенное влияние на границу раздела твердое тело-жидкость и могут быть механизмом управления, управляющим путем затвердевания. Размер зоны деформации в 2–3 раза больше, чем размер зоны плавления. Как показано на рисунке 3, сравниваются расположение изотермы плавления и уровень напряжений, равный пределу текучести. Это означает, что импульсное лазерное облучение обеспечивает высокие механические нагрузки в локализованных областях с эффективным диаметром от 300 до \(800~\upmu \text {м}\) в зависимости от мгновенного времени.
Таким образом, сложная модуляция импульсного лазерного отжига приводит к ультразвуковому эффекту. Путь выбора микроструктуры отличается по сравнению с SLM без ультразвуковой нагрузки. Деформированные нестабильные области приводят к периодическим циклам сжатия и растяжения в твердой фазе. Таким образом, становится возможным образование новых границ зерен и границ субзерен. Следовательно, микроструктурные свойства могут быть намеренно изменены, как показано ниже. Полученные выводы дают возможность спроектировать прототип SLM, управляемый ультразвуком, индуцированным импульсной модуляцией. В этом случае пьезоэлектрический индуктор 26, используемый в другом месте, может быть исключен.
(a) Давление как функция времени, рассчитанное на разных расстояниях от поверхности 0, 20 и \(40~\upmu \text {м}\) вдоль оси симметрии. (b) Зависящее от времени напряжение по Мизесу, рассчитанное в твердой матрице на расстояниях 70, 120 и \(170~\upmu \text {м}\) от поверхности образца.
Эксперименты проводились на пластинах из нержавеющей стали AISI 321H размерами \(20\times 20\times 5~\text {мм}\). После каждого лазерного импульса пластина перемещается \(50~\upmu \text {м}\), а перетяжка лазерного луча на поверхности мишени составляет около \(100~\upmu \text {м}\). Выполняется до пяти последующих проходов луча по той же дорожке, чтобы вызвать переплавку обработанного материала для измельчения зерна. Во всех случаях переплавленная зона подвергалась ультразвуковой обработке в зависимости от колебательной составляющей лазерного излучения. Это приводит к более чем 5-кратному уменьшению средней площади зерна. На рисунке 5 показано, как изменяется микроструктура области, расплавленной лазером, в зависимости от количества последующих циклов переплавки (проходов).
Подграфики (a,d,g,j) и (b,e,h,k) – микроструктура областей лазерного расплава, подграфики (c,f,i,l) – распределение площади цветных зерен. Затенение представляет частицы, используемые для вычисления гистограммы. Цвета соответствуют областям зерен (см. цветовую полосу в верхней части гистограммы). Подграфики (ac) соответствуют необработанной нержавеющей стали, а подграфики (df), (gi), (jl) соответствуют 1, 3 и 5 переплавкам.
Поскольку энергия лазерного импульса не меняется между последовательными проходами, глубина расплавленной зоны одинакова. Таким образом, последующий канал полностью «перекрывает» предыдущий. Однако гистограмма показывает, что средняя и медианная площадь зерна уменьшается с увеличением числа проходов. Это может указывать на то, что лазер воздействует на подложку, а не на расплав.
Измельчение зерна может быть вызвано быстрым охлаждением расплавленной ванны65. Была проведена еще одна серия экспериментов, в которых поверхности пластин из нержавеющей стали (321H и 316L) подвергались воздействию непрерывного лазерного излучения в атмосфере (рис. 6) и вакууме (рис. 7). Средняя мощность лазера (300 Вт и 100 Вт соответственно) и глубина расплавленной ванны близки к экспериментальным результатам лазера Nd:YAG в режиме свободной генерации. Однако наблюдалась типичная столбчатая структура.
Микроструктура области лазерного расплава непрерывного лазера (постоянная мощность 300 Вт, скорость сканирования 200 мм/с, нержавеющая сталь AISI 321H).
(a) Микроструктура и (b) изображение дифракции обратно рассеянных электронов зоны лазерного плавления вакуумного лазера непрерывного действия (постоянная мощность 100 Вт, скорость сканирования 200 мм/с, нержавеющая сталь AISI 316L) \ (\sim 2~\text {мбар }\).
Таким образом, ясно показано, что сложная модуляция интенсивности лазерного импульса оказывает существенное влияние на получаемую микроструктуру. Мы считаем, что этот эффект имеет механическую природу и возникает из-за генерации ультразвуковых колебаний, распространяющихся от облученной поверхности расплава вглубь образца. Аналогичные результаты были получены в 13, 26, 34, 66, 67 с использованием внешних пьезоэлектрических преобразователей и сонотродов, обеспечивающих высокоинтенсивный ультразвук в различных материалах, включая сплав Ti-6Al-4V 26 и нержавеющую сталь 34 в результате. Возможный механизм предполагается следующим образом. Интенсивный ультразвук может вызывать акустическую кавитацию, как показано в сверхбыстрой синхротронной рентгеновской визуализации in situ. Коллапс кавитационных пузырьков, в свою очередь, генерирует ударные волны в расплавленном материале, фронтальное давление которых достигает примерно \(100~\text {МПа}\)69. Такие ударные волны могут быть достаточно сильными, чтобы способствовать образованию зародышей твердой фазы критического размера в объемных жидкостях, нарушая типичная столбчатая структура зерна послойного аддитивного производства.
Здесь мы предлагаем другой механизм, ответственный за структурную модификацию посредством интенсивной обработки ультразвуком. Материал сразу после затвердевания находится при высокой температуре, близкой к точке плавления, и имеет чрезвычайно низкий предел текучести. Интенсивные ультразвуковые волны могут вызвать пластическое течение, изменяющее структуру зерен горячего материала, только что затвердевшего. Однако надежные экспериментальные данные о температурной зависимости предела текучести доступны при \(T\lesssim 1150~\text {K}\) (см. Рисунок 8). Поэтому для проверки гипотезы мы провели молекулярно-динамическое (МД) моделирование состава Fe-Cr-Ni, аналогичного стали AISI 316 L, чтобы оценить поведение предела текучести вблизи точки плавления. Для расчета предела текучести мы использовали метод релаксации напряжения сдвига МД, подробно описанный в 70, 71, 72, 73. Для расчетов межатомного взаимодействия мы использовали встроенную атомную модель (EAM) из 74. МД-моделирование было выполнено с использованием кодов LAMMPS 75,76. Подробности МД-моделирования будут опубликованы в другом месте. Результаты расчета предела текучести методом МД в зависимости от температуры показаны на рис. 8 вместе с имеющимися экспериментальными данными и другими оценками77,78,79,80,81,82.
Предел текучести для аустенитной нержавеющей стали марки AISI 316 и модельный состав в зависимости от температуры для моделирования МД. Экспериментальные измерения из ссылок: (a) 77, (b) 78, (c) 79, (d) 80, (e) 81. см. (f)82 - это эмпирическая модель зависимости предела текучести от температуры для измерения напряжений в процессе лазерного аддитивного производства. Результаты крупномасштабного моделирования МД в этом исследовании обозначены как \(\vartriangleleft\) для бездефектного бесконечного монокристалла и \(\vartriangleright\) для конечных зерен с учетом среднего размера зерна с помощью соотношения Холла-Петча Размеры\(d = 50~\upmu \text {m}\).
Видно, что при \(T>1500~\text {K}\) предел текучести падает ниже \(40~\text {МПа}\). С другой стороны, оценки предсказывают, что амплитуда ультразвуковых колебаний, генерируемых лазером, превышает \(40~\text {МПа}\) (см. рис. 4б), что достаточно для того, чтобы вызвать пластическое течение в горячем материале, который только что затвердел.
Формирование микроструктуры аустенитной нержавеющей стали 12Cr18Ni10Ti (AISI 321H) в процессе селективного лазерного плавления было экспериментально исследовано с использованием импульсного лазерного источника со сложной модуляцией интенсивности.
Уменьшение размера зерна в зоне лазерного плавления было обнаружено за счет непрерывного лазерного переплава после 1, 3 или 5 проходов.
Макроскопическое моделирование показывает, что предполагаемый размер области, где ультразвуковая деформация может положительно влиять на фронт затвердевания, составляет до \(1~\text {мм}\).
Микроскопическая модель МД показывает, что предел текучести аустенитной нержавеющей стали AISI 316 значительно снижается до \(40~\text {МПа}\) вблизи точки плавления.
Полученные результаты предлагают метод управления микроструктурой материалов с использованием сложномодулированной лазерной обработки и могут служить основой для создания новых модификаций импульсной технологии СЛП.
Лю, И. и др. Микроструктурная эволюция и механические свойства композитов TiB2/AlSi10Mg in situ методом селективного плавления лазером [J].J. Alloys.compound.853, 157287. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2020.157287 (2021).
Гао, С. и др. Рекристаллизационная технология границ зерен при селективном лазерном плавлении нержавеющей стали 316L [J]. Журнал Alma Mater.200, 366–377.https://doi.org/10.1016/j.actamat.2020.09.015 (2020).
Чэнь, С. и Цю, Ч. Разработка in situ сэндвич-микроструктур с повышенной пластичностью путем лазерного повторного нагрева титановых сплавов, расплавленных лазером. Наука. Отчет 10, 15870. https://doi.org/10.1038/s41598-020-72627-x (2020).
Азарния, А. и др. Аддитивное производство деталей из сплава Ti-6Al-4V методом лазерного осаждения металлов (ЛОД): процесс, микроструктура и механические свойства. J. Alloys.compound.804, 163–191. https://doi.org/10.1016/j.jallcom.2019.04.255 (2019).
Кумара, К. и др. Микроструктурное моделирование направленного энергетического осаждения лазерного металлического порошка из сплава 718. Добавить в.производство.25, 357–364.https://doi.org/10.1016/j.addma.2018.11.024 (2019).
Бьюзи, М. и др. Параметрическое исследование нейтронного края Брэгга образцов, изготовленных аддитивным способом и обработанных лазерным ударным упрочнением. Наука. Отчет 11, 14919. https://doi.org/10.1038/s41598-021-94455-3 (2021).
Тан, X. и др. Градиентная микроструктура и механические свойства Ti-6Al-4V, аддитивно изготовленного методом электронно-лучевой плавки. Журнал Alma Mater.97, 1-16.https://doi.org/10.1016/j.actamat.2015.06.036 (2015).