一、稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响（论文文献综述）
宋娜,强巍,杨小宁,郭秀乔[1]（2019）在《稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮工艺的影响》文中指出目的缩短38CrMoAl钢离子渗氮工艺周期。方法在离子渗氮过程中,添加稀土金属镧（La）及稀土镧铈合金（La-Ce）。通过显微硬度仪、光学金相显微镜、扫描电镜及能谱分析仪对于离子氮化层的表面硬度、脆性、微观显微组织、稀土元素含量进行检测分析,并和常规离子渗氮工艺进行对比研究。结果在离子渗氮工艺过程中,添加稀土金属镧（La）及镧铈合金（La-Ce）后,氮化层表面硬度提高约130～200 HV,渗氮速度提高了15%～30%,氮化周期显着缩短。稀土催渗离子渗氮层的脆性均为Ⅰ级,比常规离子渗氮更优异。同时,稀土元素的渗入细化了晶粒,使得渗层氮化物组织致密、呈弥散分布,优化了氮化层的相结构组成。结论稀土元素的加入可以有效提高渗氮层的表面硬度和脆性等级,改善了氮化层性能。同时缩短了离子渗氮工艺周期。
王诗茜,由园,都鑫[2]（2019）在《38CrMoAl钢460℃氨气氮碳共渗后氧化改性层制备及表征》文中研究表明对38CrMoAl钢进行460℃氮碳共渗（0.1 L/min氨气+0.025 L/min乙醇）后氧化（0.015 L/min氨气+0.15L/min空气）改性层的制备及表征。4,8,12 h后的共渗层增重分别是0.88,0.97,1.29 mg/cm2;与未表面处理试样相比增重明显。4,8,12 h共渗层的表面硬度分别为1362,1283,1289 HV0.05,共渗层截面的硬度从表面缓慢下降到基体(≈381.3 HV0.05)。4,8,12 h后改性层的厚度分别为140.1,150.2,200.4μm。氮碳共渗后氧化层包括Fe3O4和ε-Fe2-3N,Fe3O4为主要相,ε-Fe2-3N为次要相。38CrMoAl钢460℃氨气氮碳共渗后氧化8 h后,表面层中Fe3O4的比例相对较大,耐蚀性提高。
王祎雪[3]（2015）在《中碳低合金钢渗氮与激光淬火复合改性层组织与性能》文中研究指明中碳低合金钢深层表面改性是表面工程领域亟待解决的问题之一。提高化学热处理温度或是延长处理时间可以获得较厚的渗层但易导致组织粗化,力学性能下降。本文将低温等离子体渗氮及稀土氮碳共渗技术应用于38Cr Mo Al钢及30Cr Mn Si A钢的表面改性,研究中碳低合金钢渗层组织结构与力学性能,揭示低温渗氮层强韧化机制及稀土作用机制;并结合激光淬火形成了一种在中碳低合金钢表面获得硬度与厚度倍增的复合改性层的方法,揭示复合改性深层硬化机制。低温离子渗氮温度控制在460500°C。渗氮温度高于500°C时,渗层组织中有大量的氮化物沿晶界析出,形成脉状组织;低于460°C时,组织较好,但渗层较薄。460°C渗氮表面无明显化合物层,在距表面30mm内形成耐蚀白层,衍射峰偏移与宽化明显。XRD及TEM（HRTEM）观察结果表明在距离渗氮表面30mm的区域内,晶粒尺寸为十至几十纳米,SAED结果标定纳米晶粒为N膨胀马氏体a￠N。超低氮氢比渗氮研究发现在温度高达590°C,氮氢比低至0.05:0.4时,可在38Cr Mo Al钢表面形成单相a￠N层。通过TEM观察,a￠N相的亚结构为高密度位错。与g￠-Fe4N与e-Fe2-3N相相比,高温获得的a￠N相的硬度显着提高,杨氏模量略有提升。a￠N相的H/E比值相比于g￠-Fe4N与e-Fe2-3N相分别提高了25.5%及28%;而H3/E2比值则分别提高了141.67%及132%。相比于高温a￠N的数据,低温a￠N的H/E比值提高了4.7%,H3/E2比值提高了25.9%。组织超细化使低温a￠N层具有更高的强韧性。本文对渗氮表面化合物层中g￠-Fe4N相的择优取向的产生机制及其对磨损性能的影响进行了研究。在低温低氮渗氮表面可以获得（200）g￠择优取向,并且随渗氮时间延长择优取向增强。经过72h长时间循环渗氮可在表面形成（220）g￠择优取向。通过实验及第一性原理计算的方法获得如下四组取向关系:{（0001）e//（101）a￠,[110]e//[111]a￠};{（111）g￠//（0001）e,[011]g￠//[1 2 10]e};{（200）g￠//（110）a￠,[011]g￠//[111]a￠}以及{（1 1 03）e//（220）g￠,[0100]e//[1 1 0]g￠}。g￠-Fe4N相的择优取向与其析出路径有关:a￠N®g￠以及a￠N®e®g￠。（200）g￠择优取向的试样摩擦系数与磨损率低于（220）g￠择优试样;（111）g￠择优试样由于滑移系 平行于滑动平面,摩擦系数低但磨损率较高。因此,（200）g￠择优取向有助于提高试样的耐磨性能。低温稀土氮碳共渗研究表明稀土元素可以有效提高氮碳共渗效率。添加稀土元素后,共渗层厚度提升了19.7144.23%。La原子非常活泼,溅射沉积于试样表面与乙醇及背底真空中的O在试样表面反应生成La Fe O3。La Fe O3具有非常高的催化氧化活性,生成的高氧化性物质在氮碳共渗过程中促进表面致密氮化物层的分解,为N原子的扩散提供了通道。La原子可以渗入到试样表层中5mm深度内。这一厚度对应于表面上g￠-（Fe,La）4N形成的位置。由于La原子较大,进入到g￠-Fe4N晶格中造成晶格膨胀,提高了N的固溶度,从而抑制了致密陶瓷相e-Fe2-3N（C）的形成。因此,N的主要扩散通道,如表面晶界、缺陷等未被阻塞,N的扩散速度较快。从TEM结果可知,La可扩散至距表面25mm的深度,并且稀土有细化组织的作用。通过对38Cr Mo Al及30Cr Mn Si两种中碳低合金钢离子渗氮或氮碳共渗与激光淬火复合处理的研究发现,发现复合工艺改性层的硬度及厚度相比于单一的PN/PNC处理或是激光淬火处理显着提高。渗氮/氮碳共渗试样表面相组成为g￠-Fe4N和e-Fe2-3N（C）,经激光淬火处理后表面相组成为淬火马氏体（a￠-Fe）,Fe的氧化物（Fe3O4,Fe2O3,Fe O）以及少量的g￠-Fe4N和e-Fe2-3N（C）和低氮化合物Fe N0.076（残余奥氏体）。Fe3O4的润滑作用有效降低了摩擦系数与磨损率,一定量的残余奥氏体提高了试样表面的冲击韧性,从而使复合处理表面耐磨性显着提高。渗氮/氮碳共渗与激光淬火复合改性层厚度倍增机制:渗层中的N元素沿渗氮方向呈现梯度分布,极少量的N元素即能导致Fe-C-N三元共析点从高于727°C降低至565°C。因此,在相同的温度梯度下,表层中能够发生马氏体相变强化的区域增加。
唐丽娜[4]（2013）在《淬火态30CrMnSiA和42CrMo钢等离子体稀土氮碳共渗层组织与性能》文中研究指明本文对淬火态30CrMnSiA和42CrMo钢进行了不同气氛、温度和时间的等离子体渗氮及有无稀土氮碳共渗工艺处理，利用金相组织观察（OM）、X射线衍射（XRD）、扫描电镜观察（SEM）及能谱分析（EDS）、透射电镜观察（TEM）等分析测试方法研究了各工艺参数对改性层的组织结构、力学性能、耐磨性及耐腐蚀性能的影响。30CrMnSiA和42CrMo钢淬火后组织为马氏体，等离子渗氮及氮碳共渗层均由化合物层和扩散层组成。在460oC以上进行等离子体氮碳共渗时稀土的添加能够改善渗层组织；560C添加0.5L/min稀土共渗时渗层组织由“三层”结构组成，即表面5μm化合物层、中间40μm耐蚀白层以及传统的扩散层。等离子体渗氮及氮碳共渗层主要由ε-Fe2-3N和γ′-Fe4N(ε-Fe2-3（N,C）和γ′-Fe4N)组成，处理温度升高，改性层中ε-Fe2-3N(ε-Fe2-3（N,C）)相对含量减少。等离子体渗氮时，400oC和560oC渗氮时渗层中出现含氮马氏体’-FeN相；460oC渗氮时，随着渗氮时间延长渗层中ε-Fe2-3N相含量先增多后减少，长时间（16h）渗氮后γ′-Fe4N-（200）发生择优取向。等离子体氮碳共渗时，γ′-Fe4N相在（200）晶面的择优取向随着温度的升高和时间的延长而减弱。利用稀土添加量可以调控共渗层相组成，适当添加有助于ε-Fe2-3（N,C）相形成，同时使γ′-Fe4N的（200）晶面择优取向现象增强；560oC共渗稀土添加量达到0.5L/min时表面形成Fe3C相。渗氮气氛对表面形貌影响不大，表面氮化物颗粒随着渗氮温度的升高聚集长大，表面粗糙度增大。氮碳共渗时，稀土添加提高了表面氮化物颗粒密度，促进氮化物聚集长大；560oC×8h添加0.5L/min稀土共渗时，表面形貌由花瓣片状组织转变为平均尺寸为100nm300nm的细小短棒状组织（Fe3C+少量氮化物），表面粗糙度显着降低。而EDS结果表明稀土元素可以渗入到材料内部一定深度，且能够促进氮元素向内扩散。淬火态30CrMnSiA钢等离子体渗氮及氮碳共渗改性层内主要为纳米尺寸的氮化物以及少量纳米级含氮马氏体α’-FeN组织（50nm100nm）；而稀土的添加有助于形成小尺寸含氮碳的马氏体组织，并在一定范围内随着稀土添加量的增多纳米化程度提高。纳米晶形成机制是高过饱和淬火组织在氮、碳渗入过程中表层析出纳米级氮化物，并在固有合金元素和渗入的氮、碳、稀土等共同作用下引起的渗层内应力增大，在位错密度较高的地方使位错亚结构移动、合并或者重排形成亚晶或纳米晶，实现表面纳米化。淬火态30CrMnSiA硬度为HV500，经等离子体渗氮及氮碳共渗后表面硬度显着提高，最高可达HV1122.6，表面和心部硬度随渗氮温度升高而降低。从EDS检测和有效硬化层结果可知，稀土的添加可以促使氮、碳向内扩散，但不同温度共渗时稀土较佳添加量有所不同，500oC稀土添加0.05L/min时有效硬化层最厚，而560oC×8h共渗稀土添加0.3L/min时氮向内扩散最远，且有效硬化层最厚。淬火态30CrMnSiA和42CrMo钢经等离子体渗氮及氮碳共渗处理后，心部硬度同时发生变化，与常规调质后效果相当，实现表面改性与心部组织回火同时进行。拉伸试验结果表明，与调质态30CrMnSiA钢经等离子体氮碳共渗后相比，淬火态试样共渗处理后强度升高而韧性有所下降，而稀土共渗后强度不降低但韧性增加，表明30CrMnSiA钢“淬火+稀土共渗”处理可以代替传统的“调质+氮碳共渗”复合工艺，且能够满足性能指标要求。等离子体渗氮及氮碳共渗处理降低了材料的摩擦系数，而30CrMnSiA钢渗氮层、氮碳共渗层及稀土共渗层的体积磨损率较淬火态试样分别降低了74%、78%和82%，材料耐磨性显着提高。淬火态试样的磨损机制主要是以粘着磨损为主，局部有塑性变形，伴随着表面疲劳及氧化；试验载荷的大小并不改变磨损机制，只影响磨损程度；渗氮层及氮碳共渗层的主要磨损机制均为程度不一的粘着磨损，没有明显塑性变形；而稀土共渗表层主要为轻微的粘着磨损，稀土的添加进一步提高了材料的耐磨性。等离子体渗氮及氮碳共渗工艺提高了材料的耐腐蚀性能，使材料从严重的全面均匀腐蚀转变成点蚀。30CrMnSiA钢460C等离子体渗氮层耐蚀性较好，而42CrMo钢560C等离子体渗氮层耐蚀性较好。氮碳共渗层的耐蚀性较渗氮层进一步提高，42CrMo钢的腐蚀机理从渗氮层的层内严重间隙腐蚀转变为浅表层腐蚀。而稀土的添加可以拓展腐蚀的钝化区，进一步提高耐蚀性。
李廷超[5]（2019）在《38CrMoAl钢混合水射流喷丸和离子渗氮复合处理的研究》文中认为离子渗氮能有效提高钢铁等金属零件的硬度、耐磨性、疲劳强度等性能,在现代制造业中得到了广泛应用。但离子渗氮目前存在渗速低、工艺周期长和渗层较浅等不足,需要我们不断的探索和改进相关技术来提高离子渗氮效率。国内外关于表面形变预处理促进渗氮的研究主要集中在喷丸、超声冲击、机械研磨等预处理手段,但关于混合水射流喷丸处理技术和离子渗氮复合处理的研究几乎没有。本文以38CrMoAl钢为试验材料,研究混合水射流喷丸预处理和离子渗氮复合处理对材料组织和性能的影响,探索混合水射流喷丸与离子渗氮复合处理的材料表面强化的方法。本文首先对38CrMoAl钢离子渗氮的工艺参数进行优化,通过渗氮层的金相显微组织、硬度梯度、XRD物相以及试样表层残余应力等确定最佳的离子渗氮工艺参数。然后,探究了混合水射流喷丸对38CrMoAl调质钢组织性能的影响。最后,对不同水压下混合水射流预处理的38CrMoAl钢进行离子渗氮处理,探究混合水射流喷丸预处理对离子渗氮的影响。主要结论有:（1）渗氮工艺参数中温度对离子渗氮层的质量具有较大的影响,试验发现38CrMoAl钢的在气压200 Pa、渗氮时间36 h下离子渗氮的最佳温度在550℃左右。该最佳工艺参数下试样表面白亮层厚度为11μm,渗氮层深度达405μm,具有平缓过渡的硬度梯度分布,同时粗糙度也在可接受范围内。试样表面不含α相,全由Fe2-3N、Fe4N相构成。（2）在喷嘴直径1 mm、靶距10 mm、喷嘴移动速度400 mm/min、磨料直径为0.1 mm的不锈钢丸的条件下进行混合水射流喷丸处理的最佳水压为150MPa。在此最佳试验参数下混合水射流喷丸处理引起试样表面的硬化层厚度最厚,同时能够产生较大的残余压应力层深,而且试样表面粗糙度也在可接受范围。（3）38CrMoAl钢复合处理的最佳的混合水射流喷丸预处理水压为150 MPa。在此条件下的复合处理试样的白亮层和扩散层厚度均最大,分别达到15μm和500μm,同时渗氮层中脉状氮化物最少。和单一150 MPa水射流处理试样相比,复合处理试样最大残余应力提高了44.7%,残余应力层深提高了163%。和单一离子渗氮相比,复合处理后试样的最大残余应力和残余应力层深也均有所提高。（4）混合水射流喷丸能够降低材料的摩擦系数,提高材料表面的耐磨性。基体和混合水射流喷丸试样摩擦磨损过程中均有磨粒磨损、粘着磨损和氧化磨损,其中基体有较严重的粘着磨损和氧化磨损。离子渗氮后试样的耐磨性显着提高,同时混合水射流喷丸和离子渗氮复合处理试样的耐磨性比单一离子渗氮试样的更高。单一渗氮处理和复合处理试样摩擦磨损过程中均有磨粒磨损、粘着磨损和氧化磨损,其中单一渗氮处理试样有较严重的白亮层剥落。
陈宏涛[6]（2014）在《奥氏体不锈钢低温稀土氮碳共渗层相结构及其性质研究》文中提出奥氏体不锈钢表面改性是表面工程领域中的研究热点之一。奥氏体不锈钢低温化学热处理可获得无铬化物析出的单相改性层，使材料表面兼具优异的耐磨性和耐蚀性。提高处理温度或延长处理时间时，改性层中会析出Cr的化合物，导致了材料表面耐蚀性的下降。当前工艺技术很难制备较厚的单相改性层。单相层的相结构为间隙超饱和的膨胀奥氏体，也称为S相。S相的优异性能得到了广泛的研究，但其晶体学和形成机制仍未获得解决。本论文将低温稀土氮碳共渗技术应用于奥氏体不锈钢AISI304和AISI316的表面改性，以期利用稀土元素的催渗和微合金化作用提高改性层的厚度和改善韧性。利用第一性原理计算的方法对γ-Fe中合金原子的交互作用进行了研究，进而从原子和电子尺度对S相的晶体结构和形成机制进行表征；同时对共渗层中析出相的晶体结构，稳定性，弹性和电子性质等进行了研究，以揭示析出相对改性层性能的影响。AISI304和AISI316钢在430C和460C稀土氮碳共渗时，较佳的稀土添加量分别为0.05L/min和0.1L/min，稀土添加提高了氮碳共渗的速度。430C稀土氮碳共渗动力学中，共渗层厚度随时间延长而增厚；相同共渗工艺条件下，AISI304钢比AISI316钢的共渗层厚，且渗层中析出相更多；短时间共渗（≤8h），共渗层为单一SN相（含N的S相）；延长处理时间，共渗层中CrN析出，发生了SN相向ε-Fe2-3N和γ′-Fe4N的转变。低温稀土氮碳共渗后，渗层显微硬度较基体提高4倍以上，最高可达1790HV；磨损机制由未处理态的严重粘着磨损、磨粒磨损和氧化磨损转变为轻微的粘着磨损和氧化疲劳磨损，磨损失重显着降低，耐磨性能提高。AISI316钢430C稀土氮碳共渗8h后，自腐蚀电位由未处理态的-143mv提高至-28mv，且钝化区扩大，耐蚀性提高。在微氮稀土渗碳中：增加乙醇流量可以获得更厚的渗层和减少渗层内的CrN析出；提高共渗温度或延长处理时间均诱发了共渗层内的马氏体相变和CrN析出；稀土的添加可以起到催渗的效果，但也加速了渗层内的马氏体相变和CrN析出。AISI316钢的460oC共渗层的相结构为S相，少量α′-Fe和CrN，显微组织为纳米级的条状晶粒。AISI304钢的共渗层分为两层：外层的马氏体相变层和里层的SC相（含C的S相）层。马氏体相变机制为应力诱发马氏体转变，S相分解为MX相和α′，S→α′+MX。应力来源为SC相内间隙原子的超饱和固溶和SC相与类MX相的晶格错配。在γ-Fe中，金属原子对Cr-Cr、Mo-Mo、Ti-Ti和Cr-Mo的第二近邻构型为最稳定分布，Cr-Ni的第一近邻构型为最稳定分布，Ni-Ni和Mn-Mn倾向于随机分布。间隙原子N-N、C-C和N-C的交互作用是浓度相关的：间隙原子浓度为20.wt%时，第二近邻构型为最稳定的分布方式；间隙原子浓度为11.1wt%时，原子间距离增加时交互作用由排斥变为吸引；在间隙原子浓度为5.9wt%，N-N的第一和第二近邻构型分别为强的和弱的排斥作用，而C-C第一和第二近邻构型分别为弱的和强的排斥作用，N-C之间均为强的排斥作用。在γ-Fe中，Cr、Mo和Ni与第一近邻的N或C之间均为排斥作用；Mn对第一近邻的N/C具有吸引作用；Ti对第一近邻的N为吸引作用，与第一近邻C为排除作用。SN相不具有理想的晶体结构，晶格中金属原子保持了准面心立方结构，N占据了Cr，Mo等原子的最近邻八面体间隙并形成短程有序。SN相是由于在低温条件下，合金元素的扩散被抑制，N扩散进入奥氏体的晶格中占据稳定或亚稳占位而形成的间隙超饱和的固溶体。N在不同间隙的占据稳定性的差异导致了N的化学势的不同，进而为N的扩散提供了驱动力。在SN相的生长过程中：N的稳定占位形成了SN相；亚稳占位和不稳定占位是N的扩散通道；SN层的生长需要界面位置N的堆积，且受N的反应扩散控制。SC相也不具有理想的晶体结构，金属原子为准面心立方结构，C占据部分完全由Fe构成八面体间隙，而不易于占据合金原子的最近邻间隙，而形成短程有序。在SC相和奥氏体不锈钢的晶格中，C在不同间隙位置的占位稳定性的不同导致了C的化学势差异，提供了C的扩散驱动力。与奥氏体不锈钢相比，C在SC相中有更高的扩散速率，形成了高C浓度的SC相层。在奥氏体不锈钢中，C的更高的占位稳定性导致了SC相中C向奥氏体不锈钢中的扩散和SC相层的生长。SC相层的生长受C的纯扩散控制。氮化物稳定性排序为：η-Fe2N>ε-Fe2N>ζ-Fe2N>ε-Fe3N>γ′-Fe4N>ZB-FeN> α"-Fe16N2>RS-FeN。密排六方ε-Fe6CxNy相中，间隙原子之间为排斥作用。间隙原子的稳定排布方式，增强了p-d杂化强度，降低了费米面附件的态密度，提高了ε-Fe6CxNy相的剪切模量。CrN中部分Cr原子可以被Fe、Mo、Ni、Mn、Ti等取代，形成稳定的三元合金Cr0.75Me0.25N；在Cr2N的晶格中，N原子优先占据1a和2d阵点，其次是2c阵点，最后是1b位置；N原子的稳定占位方式使得Cr2N具有更高的弹性模量和剪切模量。
张安宁[7]（2016）在《合金结构钢稀土渗氮及渗层硬度增强机理研究》文中指出渗氮是常见的合金钢表面硬度强化热处理工艺。但是渗氮热处理时间长、能耗高,已经越来越难以满足节能减排形势的需要。近年来,通过在渗氮工艺中添加稀土元素,采用稀土渗氮来提高渗氮速度、减少渗氮时间的热处理工艺已引起学术界和工程界的重视。渗氮实践表明,采用稀土渗氮不仅能够加快渗速、降低能耗,而且能够改善渗层的组织结构和性能,强化渗层表面的硬度和耐磨性。但目前对稀土在渗氮中的催渗和硬度增强机理的研究却明显滞后,难以满足稀土渗氮工艺的实践需要。本文针对三种常见的合金结构钢进行稀土渗氮和常规渗氮对比试验,从宏观和微观两方面研究探讨稀土在渗氮工艺中的催渗和硬度增强机理。采用井式渗氮炉和研制的稀土催渗剂对40CrNiMo、42CrMo和38CrMoAl钢分别进行常规渗氮和稀土渗氮试验。运用金相显微镜对试样渗层显微组织进行观察,发现在放大500倍时,渗层组织并无明显差异；运用扫描电镜进行点成分和线扫描浓度分析,检测稀土元素渗入的位置及其分布,发现稀土可渗入到钢表层,且渗入量晶界处大于晶内。运用显微硬度计对试样进行检测,同一钢种的稀土渗氮表面硬度高于常规渗氮50-150HV,且脆性不增加。通过渗层增厚动力学分析,得出相同温度和时间条件下,稀土渗氮可使渗层明显增厚,渗速提高30～40%。运用透射电镜观察发现,稀土渗入后试样微观结构变复杂,亚结构晶粒变小。基于稀固溶体和柯氏气团等理论,稀土在渗氮过程中的催渗作用主要体现在两个方面,首先稀土盐催渗剂在炉气中发生化学反应,生成稀土氢化物（ReH2或ReH3）,然后稀土氢化物后被钢表面吸附发生界面反应,生成稀土氮化物（Re[N]）。具有活性的Re[N]在极化作用下以稀土氮化物形态,按空位和短路机制等缺陷渗入钢的表层。渗入的稀土原子与铁互溶生成稀固溶体,使得Fe点阵产生弹性膨胀畸变,引发刃性位错和缺陷密度增殖。氮原子在刃状位错处聚集,导致生成柯氏气团。这一系列作用导致氮原子的扩散系数D增大、传递系数β增大、表层与晶内浓度差增大,使得渗速增加。另外,稀土大原子向工件表面冲击产生的较大动能,加快了炉气交换,从而进一步加快了渗氮速率。稀土原子的渗入改变了钢表层晶粒和晶界结构。对晶粒组织的影响在于引发的位错类似于对钢晶体组织亚结构的切割,使晶粒细化,晶粒亚结构改变,利用霍尔佩奇公式分析强度得出一系列强度叠加效应,使硬度增强。对晶界结构的影响在于稀土原子沿晶界渗入和扩散,会诱导晶界迁移,使晶界表面突壁和扭折密度发生变化,使晶界压缩,限制晶粒的移动,宏观表现为硬度增加；生成的气团,使氮原子偏聚区增多、产生钉扎效应,减少不良氮化物的生成,同时气团最终形成氮化物Fe4N为准球状,细小弥散,不会引起应力集中,而会对晶界产生钉扎作用,产生晶界强化作用,导致硬度增强,脆性不变。
王成国,彭其风,刘如伟,朱瑞富,陈方生[8]（1992）在《稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响》文中认为 经离子渗氮处理的工件具有高的耐磨性和优良的抗疲劳性能,广泛应用于工业生产中。但其渗氮周期长是一大弱点。为了缩短离子渗氮周期,曾采用稀土催渗方法,进行了离子渗氮试验研究,取得了明显效果。本文用 X 射线衍射分析,电镜显微观察等方法,进一步研究稀土元素对离子渗氮层组织结构的影响。1 试验方法选用38CrMoAl 钢进行调质处理,得到回火索氏体组织。将其机加工成金相试样,在离子渗氮炉内进
钟厉,王帅峰,门昕皓,韩西[9]（2021）在《38CrMoAl钢钛催渗等离子氮化工艺研究》文中指出目的探究38CrMoAl钢钛催渗等离子渗氮工艺及机理。方法在其他工艺参数确定的情况下,通过常规等离子渗氮与钛催渗等离子渗氮处理对比试验,研究38CrMoAl钢钛催渗离子渗氮处理随渗氮时间的变化规律。对试样进行表面硬度、渗层深度检测和显微金相组织与SEM形貌的观察,探究不同处理工艺的催渗效果及钛催渗等离子渗氮的机理。结果在渗氮的前3 h,渗氮层厚度增加明显,当渗氮时间超过3 h后,其氮化层的厚度便趋于饱和。对比不同时间（3、5、8h）钛催渗等离子渗氮的表面硬度,差距不大。综合得出38CrMoAl钢在渗氮温度535℃、氨气流量2.0 L/min的工艺参数下,钛催渗等离子渗氮效率最优的渗氮时间为3h,其表面硬度为1160.8HV,渗层深度为300μm,优于常规离子渗氮8h的作用效果。结论38CrMoAl钢试样经过钛催渗等离子渗氮后,渗层的表面硬度和深度明显高于常规离子渗氮。钛的加入可以促使合金元素向表面富集,有利于表面合金化,提升渗氮效率,增强渗氮效果。
钟厉,门昕皓,周富佳,韩西[10]（2020）在《38CrMoAl钢喷丸预处理与稀土催渗等离子多元共渗复合工艺研究》文中提出目的探索38CrMoAl喷丸预处理与稀土离子多元共渗复合强化新工艺的效果及其机理。方法通过设计正交实验筛选出最优处理工艺,在最优工艺参数条件下进行对比试验,分别测定渗氮后各试样的表面硬度及渗层厚度,观察其金相组织,利用SEM和能谱分析研究每组试样渗氮层的性能及产生原因。结果 38CrMoAl钢喷丸预处理与稀土催渗离子多元共渗的最优工艺参数为:渗氮温度540℃,氨气流量2.0 L/min,保温时间9 h。38CrMoAl钢试样的最大硬度为1221HV,渗层厚度为355μm。38CrMoAl钢试样的金相显微组织分析表明,喷丸预处理、稀土催渗对等离子多元共渗有促进作用,两者复合工艺的多元共渗作用效果大于单一稀土催渗和等离子多元共渗工艺。38CrMoAl钢试样渗层的能谱检测结果显示,复合处理工艺与单一处理工艺相比,在同一深度渗入的氮、碳、氧元素含量以及渗层深度均有明显提高。结论喷丸预处理与稀土催渗离子多元共渗工艺优于普通多元共渗和稀土多元共渗,喷丸和稀土的复合处理可以显着增强渗层厚度和渗入元素含量,有利于材料表面性能的提升。
二、稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响（论文提纲范文）
（3）中碳低合金钢渗氮与激光淬火复合改性层组织与性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究的目的和意义 |
| 1.2 渗氮与氮碳共渗进展 |
| 1.2.1 低温渗氮 |
| 1.2.2 快速渗氮 |
| 1.2.3 稀土渗氮与稀土氮碳共渗 |
| 1.2.4 渗氮生成相性质 |
| 1.3 激光表面改性进展 |
| 1.3.1 激光淬火 |
| 1.3.2 化学热处理与激光淬火复合改性 |
| 1.4 本文的主要研究内容 |
| 第2章 实验材料与方法 |
| 2.1 实验材料及设备 |
| 2.2 实验工艺方案 |
| 2.2.1 离子渗氮 |
| 2.2.2 低温稀土氮碳共渗 |
| 2.2.3 渗氮与激光淬火复合改性 |
| 2.3 分析测试方法 |
| 2.3.1 组织观察 |
| 2.3.2 相结构与成分分析 |
| 2.3.3 生成相键合与微结构分析 |
| 2.3.4 显微硬度与耐磨性能测试 |
| 2.3.5 改性层耐蚀性表征 |
| 第3章 中碳低合金钢硬化层组织与工艺设计 |
| 3.1 影响齿轮力学性能的因素 |
| 3.2 硬化层厚度和组织 |
| 3.2.1 硬化层厚度计算 |
| 3.2.2 硬化层组织设计 |
| 3.3 中碳低合金钢齿轮表层硬化工艺选择 |
| 3.3.1 表层硬化工艺方案设计 |
| 3.3.2 等离子体渗氮/氮碳共渗 |
| 3.3.3 等离子体稀土渗氮/氮碳共渗 |
| 3.3.4 等离子体渗氮与激光淬火复合改性 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 等离子体渗氮与激光淬火复合改性层组织结构 |
| 4.1 温度对渗氮层组织结构影响 |
| 4.2 不同氮氢比条件下渗氮层的组织结构 |
| 4.2.1 氮氢比对渗层组织结构影响 |
| 4.2.2 低氮氢比条件下渗层的组织结构 |
| 4.3 渗氮过程组织结构演变规律 |
| 4.3.1 较高氮氢比条件下渗氮过程组织结构 |
| 4.3.2 低氮氢比条件下渗氮过程组织结构 |
| 4.4 膨胀马氏体表征与渗氮层组织超细化 |
| 4.4.1 渗氮膨胀马氏体表征 |
| 4.4.2 渗氮层组织超细化 |
| 4.5 稀土氮碳共渗过程组织结构演变规律 |
| 4.6 渗氮与激光淬火复合改性层组织结构 |
| 4.6.1 激光淬火工艺参数确定 |
| 4.6.2 复合改性层组织结构 |
| 4.7 不同处理工艺心部组织及硬度 |
| 4.8 本章小结 |
| 第5章 等离子体渗氮与激光淬火复合改性层性能与深层硬化机制 |
| 5.1 高温低氮氢比渗氮层性能 |
| 5.1.1 高温低氮氢比渗氮层耐磨性能 |
| 5.1.2 高温低氮氢比渗氮层耐蚀性能 |
| 5.2 低温渗氮层性能与强韧化机制 |
| 5.2.1 低温渗氮层力学性能 |
| 5.2.2 低温渗氮层耐蚀性能 |
| 5.2.3 低温渗氮层强韧化机制 |
| 5.3 Fe_4N相的择优取向对渗氮层力学性能影响 |
| 5.4 渗氮与激光淬火复合改性层力学性能及深层硬化机制 |
| 5.5 不同改性工艺下表层硬化效果与微观机制比较 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（4）淬火态30CrMnSiA和42CrMo钢等离子体稀土氮碳共渗层组织与性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 等离子表面改性技术 |
| 1.2.1 等离子体渗氮技术 |
| 1.2.2 等离子体氮碳共渗技术 |
| 1.2.3 稀土共渗技术 |
| 1.3 中碳低合金钢表面改性研究现状 |
| 1.3.1 30CrMnSiA 钢表面改性研究现状 |
| 1.3.2 42CrMo 钢等离子体表面改性研究现状 |
| 1.4 材料纳米化技术 |
| 1.4.1 材料整体纳米化技术 |
| 1.4.2 材料表面纳米化技术 |
| 1.5 论文研究目的意义及主要研究内容 |
| 1.5.1 论文研究目的和意义 |
| 1.5.2 论文主要研究内容 |
| 第2章 试验材料及研究方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验材料 |
| 2.3 试验设备 |
| 2.4 试验工艺方案 |
| 2.4.1 渗前奥氏体化工艺方案 |
| 2.4.2 等离子体渗氮工艺方案 |
| 2.4.3 等离子体有无稀土氮碳共渗工艺方案 |
| 2.5 分析测试方法 |
| 2.5.1 组织结构分析 |
| 2.5.2 力学性能测试 |
| 2.5.3 渗层摩擦磨损性能测试 |
| 2.5.4 渗层耐腐蚀性能测试 |
| 第3章 30CrMnSiA 和 42CrMo 钢等离子体渗氮层组织结构 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 等离子体渗氮层金相组织 |
| 3.2.1 渗氮气氛对渗氮层金相组织的影响 |
| 3.2.2 温度对渗氮层金相组织的影响 |
| 3.2.3 不同温度渗氮后渗层增厚动力学 |
| 3.3 等离子体渗氮表层相组成 |
| 3.3.1 渗氮气氛对渗氮表层相组成的影响 |
| 3.3.2 温度对渗氮表层相组成的影响 |
| 3.3.3 渗氮时间对渗氮表层相组成的影响 |
| 3.4 等离子体渗氮表面形貌及成分 |
| 3.4.1 渗氮气氛对渗氮表面形貌及成分的影响 |
| 3.4.2 温度对渗氮表面形貌及成分的影响 |
| 3.4.3 渗氮时间对渗氮表面形貌及成分的影响 |
| 3.4.4 等离子体渗氮层中元素分布 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 30CrMnSiA 和 42CrMo 钢等离子体稀土氮碳共渗层组织结构 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 等离子体稀土氮碳共渗层金相组织 |
| 4.2.1 温度及稀土对氮碳共渗层金相组织的影响 |
| 4.2.2 氮氢比对稀土氮碳共渗层金相组织的影响 |
| 4.2.3 稀土添加量对共渗层金相组织的影响 |
| 4.2.4 等离子体稀土氮碳共渗层增厚动力学 |
| 4.3 等离子体稀土氮碳共渗层相组成 |
| 4.3.1 温度及稀土对氮碳共渗层相组成的影响 |
| 4.3.2 氮氢比对稀土氮碳共渗层相组成的影响 |
| 4.3.3 稀土添加量对氮碳共渗层相组成的影响 |
| 4.3.4 时间对稀土氮碳共渗层相组成的影响 |
| 4.4 等离子体稀土氮碳共渗表面形貌及成分 |
| 4.4.1 温度及稀土对氮碳共渗表面形貌及成分的影响 |
| 4.4.2 氮氢比对稀土氮碳共表面形貌和成分的影响 |
| 4.4.3 稀土添加量对氮碳共渗表面形貌和成分的影响 |
| 4.4.4 等离子体稀土氮碳共渗层中元素分布 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 等离子体渗氮及稀土氮碳共渗纳米化与微观机制 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 共渗纳米化思想 |
| 5.3 等离子体渗氮及稀土氮碳共渗纳米化 |
| 5.3.1 30CrMnSiA 钢渗氮层显微组织 TEM 观察 |
| 5.3.2 30CrMnSiA 钢稀土氮碳共渗层显微组织 TEM 观察 |
| 5.3.3 42CrMo 钢渗氮及氮碳共渗层显微组织 TEM 观察 |
| 5.4 等离子体渗氮层及氮碳共渗层纳米化机制 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 30CrMnSiA 和 42CrMo 钢等离子体渗氮及稀土氮碳共渗层性能 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 等离子体渗氮层硬度 |
| 6.2.1 渗氮气氛对渗氮层硬度的影响 |
| 6.2.2 温度和时间对渗氮层硬度的影响 |
| 6.3 等离子体稀土氮碳共渗层硬度 |
| 6.3.1 温度和稀土对氮碳共渗层硬度的影响 |
| 6.3.2 氮氢比对稀土氮碳共渗层硬度的影响 |
| 6.3.3 稀土添加量对稀土氮碳共渗层硬度的影响 |
| 6.3.4 时间对稀土氮碳共渗层硬度的影响 |
| 6.4 30CrMnSiA 钢等离子体稀土氮碳共渗后拉伸性能 |
| 6.4.1 拉伸试验结果 |
| 6.4.2 拉伸断口分析 |
| 6.4.3 氮碳共渗后强韧化机理 |
| 6.5 等离子体渗氮层及稀土氮碳共渗层耐磨性能 |
| 6.5.1 渗氮层的摩擦磨损行为与磨损机制 |
| 6.5.2 氮碳共渗层的摩擦磨损行为及磨损机制 |
| 6.6 等离子体渗氮层及稀土氮碳共渗层耐腐蚀性能 |
| 6.6.1 渗氮层耐蚀性及腐蚀机理 |
| 6.6.2 氮碳共渗层耐蚀性及腐蚀机理 |
| 6.7 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（5）38CrMoAl钢混合水射流喷丸和离子渗氮复合处理的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 离子渗氮技术 |
| 1.2.1 离子渗氮技术介绍 |
| 1.2.2 离子渗氮原理 |
| 1.2.3 渗氮处理工艺 |
| 1.3 表面形变预处理和离子渗氮复合处理研究现状 |
| 1.3.1 传统喷丸和离子渗氮复合处理 |
| 1.3.2 表面机械研磨和离子渗氮复合处理 |
| 1.3.3 超声表面纳米化与离子渗氮复合处理 |
| 1.3.4 水射流喷丸技术和离子渗氮复合处理 |
| 1.4 选题意义及研究内容 |
| 2 试验材料与方法 |
| 2.1 试验材料与样品制备 |
| 2.1.1 试验材料 |
| 2.1.2 试验样品制备 |
| 2.2 离子渗氮试验 |
| 2.3 混合水射流喷丸处理试验 |
| 2.4 混合水射流喷丸和离子渗氮复合处理试验 |
| 2.5 组织结构分析 |
| 2.5.1 金相组织观察 |
| 2.5.2 X射线衍射分析 |
| 2.6 性能表征 |
| 2.6.1 表面形貌与粗糙度 |
| 2.6.2 硬度梯度 |
| 2.6.3 残余应力 |
| 2.6.4 摩擦磨损性能 |
| 3 离子渗氮工艺参数优化 |
| 3.1 氮化层金相分析 |
| 3.2 表面相成分分析 |
| 3.3 氮化层硬度梯度 |
| 3.4 表面粗糙度分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 混合水射流喷丸对调质态38CrMoAl钢的影响 |
| 4.1 表面形貌与粗糙度 |
| 4.2 截面金相分析 |
| 4.3 硬度梯度 |
| 4.4 残余应力 |
| 4.5 XRD物相分析 |
| 4.6 耐磨性分析 |
| 4.6.1 磨损体积 |
| 4.6.2 摩擦系数 |
| 4.6.3 磨损机制 |
| 4.7 本章小结 |
| 5 混合水射流预处理对离子渗氮的影响 |
| 5.1 表面形貌与粗糙度 |
| 5.2 金相组织 |
| 5.3 硬度梯度 |
| 5.4 XRD物相分析 |
| 5.5 残余应力场 |
| 5.6 耐磨性分析 |
| 5.6.1 磨损体积 |
| 5.6.2 摩擦系数 |
| 5.6.3 磨损机制 |
| 5.7 本章小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 个人简历、在学期间发表的学术论文与研究成果 |
（6）奥氏体不锈钢低温稀土氮碳共渗层相结构及其性质研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究目的和意义 |
| 1.2 奥氏体不锈钢低温化学热处理研究现状 |
| 1.2.1 低温化学热处理工艺及渗层组织性能 |
| 1.2.2 低温共渗层形成机制 |
| 1.3 稀土化学热处理发展趋势 |
| 1.4 第一性原理在金属材料研究中的应用 |
| 1.4.1 化合物相的性质表征 |
| 1.4.2 原子的固溶与扩散及其交互作用 |
| 1.4.3 晶体缺陷表征 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 第2章 试验材料和研究方法 |
| 2.1 试验材料与实验设备 |
| 2.2 试验工艺方案 |
| 2.2.1 低温稀土氮碳共渗 |
| 2.2.2 低温微氮稀土渗碳 |
| 2.3 分析测试方法 |
| 2.3.1 组织结构分析和形貌观察 |
| 2.3.2 显微硬度测试 |
| 2.3.3 磨擦磨损测试 |
| 2.3.4 耐蚀性能测试 |
| 2.4 第一原理计算方法 |
| 2.4.1 软件和收敛 |
| 2.4.2 相关计算公式 |
| 第3章 奥氏体不锈钢低温稀土氮碳共渗研究 |
| 3.1 NH_3流量对渗层组织和性能影响 |
| 3.1.1 NH_3流量对渗层组织结构影响 |
| 3.1.2 NH_3流量对渗层硬度和耐蚀性影响 |
| 3.2 稀土添加对共渗层组织结构和性能影响 |
| 3.2.1 稀土添加对共渗层组织影响 |
| 3.2.2 稀土添加对共渗层硬度和耐蚀性影响 |
| 3.3 稀土共渗动力学及渗层性能 |
| 3.3.1 共渗层增厚及组织结构演变规律 |
| 3.3.2 共渗层中显微硬度分布 |
| 3.3.3 共渗层的耐磨性能 |
| 3.3.4 共渗层的耐蚀性能 |
| 3.4 低温微氮稀土渗碳层组织与性能 |
| 3.4.1 流量和温度对有无稀土添加共渗层组织结构的影响 |
| 3.4.2 渗层中马氏体相变与机制 |
| 3.4.3 渗层的强韧性表征 |
| 3.4.4 渗层的耐蚀性能 |
| 3.5 低温共渗层中的S_N和S_C相及析出相形成讨论 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 低温共渗层中S_N和S_C的晶体结构和形成机制 |
| 4.1 γ-（Fe-N）和γ-（Fe-C）的磁性与N/C原子的扩散 |
| 4.2 γ-Fe中合金原子的交互作用 |
| 4.2.1 置换合金原子的交互作用 |
| 4.2.2 N-N/C-C/N-C在γ-Fe中的交互作用 |
| 4.2.3 合金元素与间隙原子的交互作用 |
| 4.3 S_N相的晶体结构及形成机制 |
| 4.3.1 S_N相晶体结构的物理描述 |
| 4.3.2 S_N相中合金元素的择优取代 |
| 4.3.3 S_N相中N原子的偏聚 |
| 4.3.4 N和C在S_N相中的扩散 |
| 4.3.5 S_N相的晶体结构 |
| 4.3.6 S_N相的形成和生长机制 |
| 4.4 S_C相的晶体结构及形成机制 |
| 4.4.1 S_C相晶体结构的物理描述 |
| 4.4.2 S_C相中合金元素的占位和C的偏聚 |
| 4.4.3 S_C相的晶体结构及其形成和生长机制 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 低温共渗层中析出相的性质 |
| 5.1 铁氮化合物的稳定性和弹性性质 |
| 5.2 ε-Fe_6C_xN_y相的晶体结构和弹性性质 |
| 5.3 合金掺杂CrN的稳定性和弹性性质 |
| 5.4 Cr_2N的晶体结构和弹性性质 |
| 5.5 共渗层中的优先析出相及其对性能的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 创新点 |
| 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 致谢 |
| 个人简历 |
（7）合金结构钢稀土渗氮及渗层硬度增强机理研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 课题的来源 |
| 1.2 课题研究的目的及意义 |
| 1.3 渗氮概述 |
| 1.3.1 渗氮基本原理 |
| 1.3.2 渗氮层组织及性能 |
| 1.3.3 氮化种类及特点 |
| 1.4 稀土化学热处理 |
| 1.4.1 稀土元素及其结构与性能特点 |
| 1.4.2 稀土催渗和催渗剂的类型及应用 |
| 1.5 稀土催渗技术的发展现状及趋势 |
| 1.5.1 国内外研究现状 |
| 1.5.2 发展趋势 |
| 1.6 研究内容及主要工作 |
| 2 渗氮工艺及试验方案 |
| 2.1 试验材料 |
| 2.1.1 材料选择背景 |
| 2.1.2 材料成分及处理状态 |
| 2.1.3 试样加工前处理 |
| 2.1.4 稀土催渗剂 |
| 2.2 试验工艺方案及装置 |
| 2.2.1 氮化工艺方案 |
| 2.2.2 渗氮装置 |
| 2.3 分析测试方法 |
| 2.3.1 显微硬度测试 |
| 2.3.2 金相组织观察 |
| 2.3.3 能谱观测 |
| 2.4 本章小结 |
| 3 渗氮试验结果及分析 |
| 3.1 渗层组织结构分析 |
| 3.1.1 金相组织观察结果 |
| 3.1.2 扫描电镜观察结果 |
| 3.2 渗层显微硬度分布与渗层增厚动力学 |
| 3.2.1 渗层显微硬度分布 |
| 3.2.2 渗层增厚动力学 |
| 3.3 本章小结 |
| 4 稀土氮化催渗机理分析 |
| 4.1 稀土元素在炉气中的反应 |
| 4.2 稀土元素的表面吸附和界面反应 |
| 4.3 反应可行性验证 |
| 4.4 稀土元素的扩散机理 |
| 4.5 稀土原子对渗氮速度的影响 |
| 4.5.1 弹性应力场与位错线的生成与作用 |
| 4.5.2 柯氏气团的生成与作用 |
| 4.5.3 稀土原子的动量碰撞及炉气界面交换 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 稀土氮化渗层硬度增强机理分析 |
| 5.1 稀土元素对晶粒结构的影响 |
| 5.2 稀土元素对晶界结构的影响 |
| 5.2.1 大原子挤压作用 |
| 5.2.2 气团的作用 |
| 5.3 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间发表的学术论文 |
| 致谢 |
（9）38CrMoAl钢钛催渗等离子氮化工艺研究（论文提纲范文）
| 1 试验 |
| 1.1 材料 |
| 1.2 方案 |
| 1.3 检测方法 |
| 2 试验结果 |
| 2.1 表面硬度与渗层深度 |
| 2.2 渗层显微金相组织 |
| 2.3 渗层SEM形貌观察 |
| 2.4 渗层能谱分析 |
| 2.5 XRD物相分析 |
| 3 钛催渗等离子氮化机理分析 |
| 4 结论 |
（10）38CrMoAl钢喷丸预处理与稀土催渗等离子多元共渗复合工艺研究（论文提纲范文）
| 1 试验预处理与检测方法 |
| 1.1 喷丸预处理 |
| 1.2 试验检测方法 |
| 2 最优工艺筛选与分析 |
| 2.1 正交试验方案制定 |
| 2.2 正交试验结果及分析 |
| 3 结果分析与讨论 |
| 3.1 表面硬度和渗层深度的结果分析 |
| 3.2 试样金相显微组织 |
| 3.3 渗层SEM形貌 |
| 3.4 渗层能谱分析 |
| 4 结论 |
四、稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响（论文参考文献）
- [1]稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮工艺的影响[J]. 宋娜,强巍,杨小宁,郭秀乔. 装备环境工程, 2019(09)
- [2]38CrMoAl钢460℃氨气氮碳共渗后氧化改性层制备及表征[J]. 王诗茜,由园,都鑫. 齐齐哈尔大学学报(自然科学版), 2019(02)
- [3]中碳低合金钢渗氮与激光淬火复合改性层组织与性能[D]. 王祎雪. 哈尔滨工业大学, 2015(02)
- [4]淬火态30CrMnSiA和42CrMo钢等离子体稀土氮碳共渗层组织与性能[D]. 唐丽娜. 哈尔滨工业大学, 2013(02)
- [5]38CrMoAl钢混合水射流喷丸和离子渗氮复合处理的研究[D]. 李廷超. 郑州大学, 2019(07)
- [6]奥氏体不锈钢低温稀土氮碳共渗层相结构及其性质研究[D]. 陈宏涛. 哈尔滨工业大学, 2014(12)
- [7]合金结构钢稀土渗氮及渗层硬度增强机理研究[D]. 张安宁. 哈尔滨商业大学, 2016(03)
- [8]稀土元素对38CrMoAl钢离子渗氮层组织结构的影响[J]. 王成国,彭其风,刘如伟,朱瑞富,陈方生. 金属热处理学报, 1992(04)
- [9]38CrMoAl钢钛催渗等离子氮化工艺研究[J]. 钟厉,王帅峰,门昕皓,韩西. 表面技术, 2021
- [10]38CrMoAl钢喷丸预处理与稀土催渗等离子多元共渗复合工艺研究[J]. 钟厉,门昕皓,周富佳,韩西. 表面技术, 2020(03)