圖形摘要，從工藝窗口、微觀結(jié)構(gòu)特征、機(jī)械性能及其相互關(guān)系（內(nèi)圈）等方面全面回顧了激光增材制造（LAM）工藝和關(guān)鍵航空發(fā)動機(jī)材料的最新發(fā)展?fàn)顩r。在此基礎(chǔ)上，還強(qiáng)調(diào)了航空航天部件的研究機(jī)會、材料開發(fā)和新研發(fā)方法的前景（外圈）。

3.4. 機(jī)械性能

3.4.1. 硬度和拉伸性能

將審查的LAM加工材料的機(jī)械性能與傳統(tǒng)制造方法中達(dá)到的標(biāo)準(zhǔn)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行比較和評估。補(bǔ)充表S1總結(jié)了LAM生產(chǎn)的各種AHS以及鍛鋼的機(jī)械性能。片狀零件的YS、UTS和硬度大多高于傳統(tǒng)鍛造零件的YS、UTS和硬度，這可歸因于高冷卻速率和晶粒細(xì)化。然而，與薄板零件相關(guān)的低El可歸因于冶金孔隙度和殘余應(yīng)力。

補(bǔ)充表1 LAM生產(chǎn)的AHSS的機(jī)械性能總結(jié)。

如前所述，后HTs能夠調(diào)整LAM生產(chǎn)零件的機(jī)械性能，例如C300 MS，這是LAM最流行的AHS之一。Tan等人根據(jù)DSC分析確定了LPBFed C300 MS的兩種HT程序（即AT和SAT），并對其機(jī)械性能進(jìn)行了表征（結(jié)果見補(bǔ)充表S1）?？⒐ぴ嚇拥挠捕群屠煨阅芘c標(biāo)準(zhǔn)鍛造零件相當(dāng)。AT后獲得的UTS為2014 MPa，但El（僅3.3%）低于標(biāo)準(zhǔn)。然而，所有拉伸性能均符合SAT樣品的標(biāo)準(zhǔn)要求，El達(dá)到5.6%。因此，SAT是最佳HT工藝。

Mooney等人系統(tǒng)地研究了AT路線對LPBFed C300 MS中生成UTS和El的影響。圖12中繪制了不同HT溫度和持續(xù)時間與C300 MS樣品強(qiáng)度和伸長率的關(guān)系。值得注意的是，在460–525°C溫度下，可顯著增加強(qiáng)度，但El顯著降低。雖然提高AT溫度會增加El，但UTS不可避免地會降低。有趣的是，525°C×8 h的AT處理可以平衡強(qiáng)度和延展性，其中YS達(dá)到1700MPa，El達(dá)到10 %. 此外，LPBFed C300 MS在600°C下僅10分鐘的高溫將UTS從1188顯著增加至1659 MPa（但El僅為1.6%）。

圖12 不同熱處理對拉伸強(qiáng)度和斷裂伸長率的影響

圖13總結(jié)了LAM處理C300 MS的機(jī)械性能，與標(biāo)準(zhǔn)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了比較。值得注意的是，大多數(shù)竣工樣品中的UTS略高于標(biāo)準(zhǔn)鍛造零件中的峰值，且伸長率在標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)。熱處理后，LAMed C300 MS的強(qiáng)度可以顯著提高（高達(dá)2.2 GPa），這比時效處理的鍛造零件的強(qiáng)度更強(qiáng)。不幸的是，伸長率急劇下降，在滿足標(biāo)準(zhǔn)要求范圍（5–7%）方面面臨挑戰(zhàn)。

圖13 與標(biāo)準(zhǔn)性能相比，經(jīng)LAM處理的C300馬氏體時效鋼的機(jī)械性能總結(jié)。1600 MPa以上的散射點(diǎn)是在高溫條件下測量的。

圖14中繪制了LAM處理AHSS（不包括C300 MS）的UTS和El之間的關(guān)系，其中所有樣品的UTS高于或接近1 GPa?？⒐SLA鋼（如24CrNiMo）和PH鋼（如15-5、17-4和CX）具有高強(qiáng)度（高達(dá)1.2 GPa）和良好的延展性（El高達(dá)20%）。相比之下，竣工SHS的UTS較高（約1.4–1.7 GPa），但El低于上述HSLA和PH鋼。這種強(qiáng)度和延展性組合在HT后也存在，其中SHS的強(qiáng)度可達(dá)到約2.1 GPa，遠(yuǎn)高于PH鋼（低于1.6 GPa），但El通常會降低。

圖14 極限抗拉強(qiáng)度與斷裂伸長率（不包括C300 MS）

圖14和圖13揭示了大多數(shù)AHSS在強(qiáng)度-延性權(quán)衡方面的困境。例如，在LPBF處理的PH鋼中，UTS從1229-1255 MPa增加到1381-1478 MPa，但在高溫處理后，El從16.2%的最大值降低到2.9%的最小值[84111]。CX SS還顯示UTS增加（從約1到1.1 GPa到1.5-1.6 GPa），同時延展性降低（從16.3%到7.3-9.3%）。然而，高溫超導(dǎo)后，LPBF處理的AISI 4340、H11和300 M顯示出UTS與El的良好組合。

此外，根據(jù)Tan等人的報告，經(jīng)高溫處理的AISI 420的強(qiáng)度和延伸率均增加，其中YS和El分別從767增加到1186 MPa和18%增加到22.9%，表明超高強(qiáng)度（UTS 1.57 GPa）具有出人意料的高延展性。AISI 420 SS中優(yōu)異的強(qiáng)度-塑性組合歸因于激光加工過程中固有的回火效應(yīng)，這促進(jìn)了高比例金屬碳化物的形成，從而在竣工條件下獲得比傳統(tǒng)制造方法更好的機(jī)械性能，并促進(jìn)后續(xù)熱處理以獲得優(yōu)異的機(jī)械性能。

表4總結(jié)了文獻(xiàn)中LAM生產(chǎn)的AHSS獲得的最佳性能以及標(biāo)準(zhǔn)或鍛造零件的相應(yīng)性能。幾乎所有LAM加工的AHSS都能夠達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)或與傳統(tǒng)鍛造零件相當(dāng)。強(qiáng)度和延伸率的乘積（PSE）表明了AHSS在許多潛在工程應(yīng)用中強(qiáng)度和延展性的平衡。如圖15所示，與其他AHS相比，竣工的24CrNiMo、AISI 4130、AISI 4340和AISI 4140具有較高的YS（>1.2 GPa）和PSE（>20 GPa%）。高溫處理后，LAMed 17-4PH、H13、300 M和C300 MS中的PSE和YS都可以增加。HT后，LAMed AISI 420的PSE從約13 GPa%大幅增加至35.66 GPa%，遠(yuǎn)高于其他AHSS。HTed 15-5PH還表現(xiàn)出PSE和YS的良好平衡。值得注意的是，300米和C300米都具有較高的YS(1700 MPa）和約18-20 GPa%的卓越PSE。

表4 與標(biāo)準(zhǔn)標(biāo)準(zhǔn)或鍛造零件相比，LAM生產(chǎn)的AHSS可實(shí)現(xiàn)的最佳性能。

圖15 LAM加工AHSS的抗拉強(qiáng)度（UTS）和伸長率（El）與屈服強(qiáng)度的乘積。

3.4.2. 力學(xué)性能各向異性

零件的成型方向（Z軸）與基板之間的角度通常定義為成型角度。在LAM中逐層沉積可導(dǎo)致沿不同構(gòu)建方向的微結(jié)構(gòu)的不同形態(tài)/尺寸和取向，這有助于機(jī)械各向異性。如表5所示，與As LPBFed H11鋼[56]和H13鋼[90]中沿垂直方向（0°）測試的試樣相比，沿與構(gòu)建方向平行方向（90°）提取和測試的試樣表現(xiàn)出更好的機(jī)械性能，特別是UTS和El。相反，在LAM處理的CS 300 MS[37]、4140 SS[53]和17-4PH[106]以及A131鋼[121]中，平行于構(gòu)建方向的樣品顯示出低于水平方向的性能。

表5 建造方向?qū)PBF生產(chǎn)的AHSS機(jī)械性能的影響。

由于不同的熱歷史，沿垂直方向提取的樣品顯示出不同的性質(zhì)，因?yàn)樗鼈兛赡茉诤罄m(xù)層沉積期間經(jīng)歷了短暫的回火或退火，這預(yù)計(jì)會影響凝固微觀結(jié)構(gòu)和相分?jǐn)?shù)。例如，在17-4PH的LBPF期間，與垂直樣品（3 vol%）相比，水平構(gòu)建樣品（7 vol%）中形成了更多的殘余奧氏體，這是因?yàn)樗綐悠返拿繉映练e面積更大，從而導(dǎo)致更長的時間間隔(相對于垂直層，熔化層之間為160 s）(55 s）。

這使得更多的熱能從熔池消散到周圍環(huán)境，從而在激光加工過程中使水平樣品具有更高的溫度梯度和更高的冷卻速率。同時，經(jīng)LPBF處理的時效硬化C300 MS樣品中的γ含量也受構(gòu)建方向的影響，在水平和垂直構(gòu)建的樣品中測量的γ含量分別為6.4±0.7 vol%和9.6±1.3 vol%。

3.4.3. 加強(qiáng)機(jī)制

AHSS中的強(qiáng)化行為主要?dú)w因于以下機(jī)制：

(一)晶界強(qiáng)化

晶粒尺寸對金屬強(qiáng)度有很大影響，因?yàn)榫Ы鐣璧K位錯運(yùn)動。具體而言，不同取向的相鄰晶粒導(dǎo)致晶界處的高晶格無序特性，從而阻止位錯在連續(xù)滑移面內(nèi)移動。晶界強(qiáng)化遵循Hall-Petch機(jī)制，其中增加的屈服強(qiáng)度（Δσy）可通過以下公式計(jì)算：

d是平均晶粒尺寸，k是不同材料的強(qiáng)化系數(shù)。通常，不同激光加工條件和高溫超導(dǎo)條件下的晶粒尺寸不會顯著影響硬度/強(qiáng)度。例如，當(dāng)P在300 M的LAM中從300 W到1900 W變化時，晶粒尺寸在2.2到6.5μM之間，合成硬度在340到382 HV之間。硬度值的差異可以減小到將P范圍降低至300–800W時為23 HV。通過對大范圍激光功率的參數(shù)研究，對硬度變化的影響幾乎可以忽略不計(jì)，表明激光功率P對高密度零件的晶粒尺寸和最終機(jī)械性能的影響有限。晶粒細(xì)化引起的Δσy接近標(biāo)準(zhǔn)偏差大小，在LAM處理的304 L鋼中，預(yù)計(jì)僅為7–8 MPa。

(ii) 通過奧羅萬弓形強(qiáng)化降水

根據(jù)沉淀的臨界尺寸，通過沉淀硬化的強(qiáng)度增量可以使用Orowan（環(huán)）或顆粒切割（剪切）機(jī)制來描述。當(dāng)沉淀尺寸大于臨界半徑Rc（通常約10 nm）時，強(qiáng)化機(jī)制遵循Orowan彎曲/旁路機(jī)制：

其中Δσo是增加的YS，G是基體的剪切模量，b是Burgers矢量，d和λ分別是沉淀之間的直徑和空隙。v是矩陣的泊松比，K與v有關(guān)。這種Orowan機(jī)制解釋了ATs后LPBF處理C300 MS和CX SS中的強(qiáng)化行為。在LPBF處理的C300 MS中，如Tan等人所報告，馬氏體基體的YS與溶液處理試樣的YS相似（即962 MPa），分散分布的針狀納米沉淀（簡化的等效體積為直徑d=14 nm的球體）的平均λ為25nm增強(qiáng)了基體。取G=71 GPa，v=0.3，b=0.249 nm，從理論上計(jì)算了時效硬化試樣中的Δσo=1180 MPa，這與測量的YS增量（1005 MPa）相當(dāng)吻合。

(iii)顆粒切割沉淀強(qiáng)化

尺寸小于Rc的沉淀不足以抵抗位錯移動。在這種情況下，YS增量來自切割機(jī)制，包括三個因素：相干強(qiáng)化（Δσc）、有序強(qiáng)化（Δσod）和模量失配強(qiáng)化（Δσm）。

首先，當(dāng)顆粒和基體之間的界面是相干的時，會發(fā)生相干強(qiáng)化（Δσc），這是由界面失配應(yīng)變引起的，如下所述：

公式中，a_m是基體的晶格參數(shù)，ε是晶格失配參數(shù)，M是泰勒因子（對于處于拉伸狀態(tài)的bcc金屬，M=2.9），r、f、a_p、G_P和V_P分別是沉淀的平均半徑、體積分?jǐn)?shù)、晶格參數(shù)、剪切模量和泊松比。Tan等人[37]發(fā)現(xiàn)，相干強(qiáng)化也有助于高溫處理后LPBF處理的C300 MS中的強(qiáng)化，其中認(rèn)為小晶粒尺寸（約0.31μm）、高含量HAGBs（52.5%）以及高位錯密度促進(jìn)了相干沉淀的形核[131132]。然而，彈性相干應(yīng)變的強(qiáng)化是有限的。

這是因?yàn)椋瑢τ谛☆w粒，相干應(yīng)變硬化隨著顆粒尺寸的增大而增大，而對于較大顆粒，相干應(yīng)變硬化隨著顆粒尺寸的增大而減小。當(dāng)粒徑達(dá)到15 nm時，強(qiáng)度增量小于100 MPa。相反，在LPBF處理的17–4 PH鋼中觀察到球形fcc Cu沉淀與bcc馬氏體（α-Fe）不一致。

第二，當(dāng)位錯穿過有序析出物時，會產(chǎn)生具有特定能量的反相界面（APB），導(dǎo)致有序強(qiáng)化效應(yīng)。有序強(qiáng)化（Δσod）可以描述為：

第三，當(dāng)位錯從基體移動到顆粒時，位錯能量發(fā)生變化，不同的剪切模量會導(dǎo)致模量失配強(qiáng)化效應(yīng)。模量（Δσm）表示為：

其中ΔG是沉淀和基體之間的剪切模量失配（即G-Gp），m=0.85是一個常數(shù)，其他參數(shù)與上述定義相同。Hadadzadeh等人報告，高溫處理后LPBFed CX鋼中的β-NiAl沉淀約為7.6 nm；因此，析出物主要通過顆粒剪切作用對約600 MPa的強(qiáng)化作出貢獻(xiàn)，即：

(iv) 位錯強(qiáng)化

由于析出物和基體之間的熱膨脹系數(shù)（CTE）不同，在析出物周圍產(chǎn)生了局部應(yīng)力，導(dǎo)致位錯區(qū)域更加集中。位錯密度（ρ）可以表示為

其中Δα為基體與沉淀的CTE差值，ΔT為材料加工與測試的溫差。位錯強(qiáng)化Δσd可以通過Bailey-Hirsch關(guān)系預(yù)測:

其中ξ為常數(shù)，其他參數(shù)與上述定義相同。

發(fā)現(xiàn)位錯強(qiáng)化對LDEDD 304 L的屈服強(qiáng)度（438–553 MPa）有很大的貢獻(xiàn)（166–191 MPa）。Rafi等人還報告了LPBFed 17-4PH中的位錯強(qiáng)化，因?yàn)樵贖T過程中納米夾雜物周圍產(chǎn)生了局部應(yīng)力，導(dǎo)致納米夾雜物之間CTE的顯著差異（0.55×10）形成高密度位錯6/°C）和基體（16×106/°C）。

(v)其他加強(qiáng)機(jī)制

Sub-boundary硬化。金屬AM工藝的一個顯著優(yōu)勢是產(chǎn)生的分層組織，其中不同長度尺度的微觀結(jié)構(gòu)特征有助于材料強(qiáng)度。LPBFed CX鋼AT后的顯微組織由微米和亞微米特征組成，包括馬氏體板條、預(yù)先存在的位錯網(wǎng)絡(luò)和納米級β-NiAl析出相。這種微米到納米特征的等級成分可以通過亞邊界硬化(Δσsb)提高LPBFed CX鋼的屈服強(qiáng)度，與馬氏體板條相關(guān)的Δσsb表示為:

Lsb為板條馬氏體的寬度，Δσsb估計(jì)為247 MPa，占CX總YS(1527 MPa)的16%。

成分強(qiáng)化。成分效應(yīng)包括固溶體強(qiáng)化和成分微觀偏析，據(jù)報道，這有助于強(qiáng)化經(jīng)LDED處理的304 L鋼。

3.4.4. 疲勞性能

超過80–90%的大多數(shù)工程部件因疲勞循環(huán)載荷而失效；因此，AHSS材料的疲勞性能可能是一個更為關(guān)鍵的性能指標(biāo)，因?yàn)樗M了實(shí)際航空發(fā)動機(jī)應(yīng)用中的動態(tài)工作條件。通常，必須將LAM加工零件的疲勞性能與傳統(tǒng)加工方法進(jìn)行比較。表6總結(jié)了LAM處理AHSS的疲勞性能，包括107次循環(huán)時的疲勞極限（σL）。

表6 總結(jié)了LAM加工AHSS的疲勞性能。

圖16a和b繪制了LAM加工AHSS與鍛造零件的代表性S-N曲線，其中LAM加工C300 MS、15-5PH和17-4PH的疲勞循環(huán)明顯低于相關(guān)鍛造零件的疲勞循環(huán)。因此，提高疲勞性能的策略對于擴(kuò)展AHSS在航空發(fā)動機(jī)中的應(yīng)用至關(guān)重要。然而，Suryawanshi等人聲稱，在AT后LPBFed C300 MS的斷裂韌性和疲勞裂紋擴(kuò)展速率與鍛造零件相當(dāng)。Molaei等人報告，熱等靜壓后17–4 PH處理的LPBF的疲勞性能與鍛造零件非常接近。一般來說，需要進(jìn)行更嚴(yán)格的研究，以生成數(shù)據(jù)庫，并為LAMed AHSS零件的預(yù)期疲勞壽命制定指南。

圖16 (a)應(yīng)力比R =1下的S-N曲線。(b)不同構(gòu)建方向和處理(拉力，R =1)下17-4 PH的S-N曲線。(c)缺陷和組織對疲勞各向異性的潛在影響機(jī)制

總的來說，除了激光工藝參數(shù)導(dǎo)向的結(jié)果（缺陷、晶粒尺寸和紋理）外，疲勞性能還可能受到表面條件、成型方向和樣品后處理的影響。

關(guān)于表面條件，Spierings等人報告了LPBF處理的高延展性316 L在三種不同表面條件（即拋光、機(jī)加工和裝配）下的拉伸疲勞性能存在微小差異?？赡艿脑蚴?，在外加應(yīng)力范圍內(nèi)，表面熔化的球形粉末顆粒不會導(dǎo)致明顯的應(yīng)力集中和表面疲勞裂紋的萌生。然而，表面條件導(dǎo)致LAM加工AHSS的疲勞性能存在明顯差異。

LAM加工的17–4 PH機(jī)加工樣品顯示出492 MPa的疲勞強(qiáng)度遠(yuǎn)高于在竣工表面條件下測試的樣品（219 MPa）。Nezhadfar等人的LPBFed 17-4PH也支持這一發(fā)現(xiàn)，其中機(jī)加工試樣400 MPa的跳動疲勞強(qiáng)度在107次反轉(zhuǎn)后高于竣工試樣（僅300 MPa）。因此，通過機(jī)械加工去除表面層并降低表面粗糙度，可以顯著提高疲勞強(qiáng)度。

應(yīng)力消除、固溶退火和熱等靜壓（HIP）等后熱處理程序可分別通過消除殘余應(yīng)力、改變微觀結(jié)構(gòu)和減小氣孔尺寸和形狀來改善LAM零件的疲勞性能。秋田等人對LPBFed和LPBF HTed（1050°C，4小時，水淬）17–4 PH試樣進(jìn)行了四點(diǎn)旋轉(zhuǎn)彎曲疲勞試驗(yàn)，107次循環(huán)后，相應(yīng)的σL分別為350 MPa和400 MPa。HT后疲勞極限的增加歸因于硬度（從275 HV到340 HV）和強(qiáng)度的提高，因?yàn)棣襆在100–400 HV范圍內(nèi)隨維氏硬度（H）的增加而線性增加，遵循σL=1.6×H的關(guān)系。Nezhadfar等人還證明，HT可以顯著提高低周和高周疲勞狀態(tài)下LPBFed C300 MS試樣的疲勞強(qiáng)度。

然而，高溫超導(dǎo)對高周疲勞有不同的影響（HCF，5×104<N≤ 107）和低周疲勞（LCF）強(qiáng)度。這是因?yàn)锳M組件的HCF強(qiáng)度較少依賴于其抗拉強(qiáng)度和硬度，且對雜質(zhì)、缺陷和微觀結(jié)構(gòu)特征（如沉淀）更敏感；而LCF強(qiáng)度更依賴于抗拉強(qiáng)度和其他單調(diào)特性。正如Yadollahi等人所報告的，HT（即溶液退火后的峰值時效）有利于LCF，但不利于LPBFed 17–4 PH SS的HCF強(qiáng)度，這是由于HT期間的沉淀強(qiáng)化所致。此外，HCF和LCF都會受到殘余應(yīng)力的影響。

具有柱狀和球狀微觀結(jié)構(gòu)的Ti-Si-N薄膜的場發(fā)射SEM圖像。a） 膜的最大硬度為H≈48 GPa，5.8 at.%Si，柱狀微結(jié)構(gòu)和結(jié)構(gòu)，對應(yīng)于從晶相到非晶相的轉(zhuǎn)變；b）11.2 at.%Si的薄膜，球狀微結(jié)構(gòu)和非晶結(jié)構(gòu)。

應(yīng)力消除熱處理顯著提高了LPBF處理H13鋼的HCF和LCF強(qiáng)度。熱等靜壓處理還可能通過減小缺陷尺寸影響許多LAM加工材料的疲勞性能。然而，根據(jù)材料和載荷，低于臨界尺寸限制（范圍為10至100μm）的缺陷不會顯著影響疲勞行為。這與Molaei等人報告的結(jié)果一致，盡管缺陷尺寸從70-80μm減小到10-20μm，但在扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)期間，LPBF處理的非HIPed和HIPed 17-4 PH試樣的疲勞行為沒有顯著差異。

此外，微觀結(jié)構(gòu)織構(gòu)也可能影響疲勞性能。一些研究人員對LPBFed C300 MS進(jìn)行了相關(guān)研究。Suryawanshi等人對沿0°和90°方向構(gòu)建的試樣進(jìn)行了疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)。結(jié)果表明，沿兩個方向加載的試樣的應(yīng)力強(qiáng)度因子和疲勞裂紋擴(kuò)展速率幾乎相同。類似地，Croccolo等人對具有三個不同構(gòu)建方向的樣品進(jìn)行了彎曲疲勞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)沿著0°、45°和90°的樣品在107次循環(huán)時的疲勞極限分別為595、589和605 MPa，表明構(gòu)建方向?qū)PBFed C300 MS的疲勞性能沒有實(shí)質(zhì)性影響。

相反，如圖16b所示，Yadollahi等人報告了建造方向（垂直和水平）對疲勞性能的明顯影響，水平建造樣品的疲勞強(qiáng)度較高，盡管垂直樣品的孔隙率（0.55%）低于水平（0.75%）樣品。潛在原因如圖16c所示。對于垂直試樣，弱界面層垂直于拉伸載荷方向，為孔洞生長和聚結(jié)提供了更多潛在的位置和路徑。然而，這些層平行于水平樣品中的加載軸，可能會阻礙空隙的開口和擴(kuò)展。這些發(fā)現(xiàn)表明，層狀材料的疲勞性能可能比疲勞加載方向?qū)θ毕莞舾小?strong>為了深入了解各向異性微觀結(jié)構(gòu)對疲勞性能的影響，需要在不同應(yīng)力條件下進(jìn)行更全面的研究。

簡而言之，本節(jié)介紹了LAM加工AHSS的工藝窗口、典型微觀結(jié)構(gòu)、相組成和轉(zhuǎn)變、晶體織構(gòu)、納米沉淀、靜態(tài)和動態(tài)力學(xué)性能。AHSS有一個相對較大的激光處理窗口，可實(shí)現(xiàn)>99%的高RD。LAMed AHSS可實(shí)現(xiàn)的靜態(tài)機(jī)械性能也與鍛造零件相當(dāng)或高于鍛造零件。熱處理后對調(diào)整AHS的機(jī)械性能至關(guān)重要，并總結(jié)了潛在的強(qiáng)化機(jī)制。一般而言，拉坯AHSS的疲勞性能不如鍛造零件，但后HT和HIP能夠改善疲勞性能。

來源：Progress and perspectives in laseradditivemanufacturing of key aeroengine materials，International Journal of Machine Tools andManufacture ，10.1016/j.ijmachtools.2021.103804

參考文獻(xiàn)：M.S. Pham, C. Liu, I. Todd, J. Lertthanasarn，Damage-tolerantarchitected materials inspired by crystal microstructure， Nature, 565 (2019),pp. 305-311，C. Tan, Y. Chew, R. Duan, F. Weng, S. Sui, F.L. Ng, Z. Du, G. Bi，Additive manufacturingof multi-scale heterostructured high-strengthsteels，Mater. Res.Lett., 9 (2021),pp. 291-299