趙義鵬，梁 醫(yī)，劉 瑛，梁 瀟，馮虎田

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

0 引言

滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，導(dǎo)軌、滑塊，鋼球的相對(duì)運(yùn)動(dòng)會(huì)產(chǎn)生金屬摩擦，這種摩擦?xí)?lái)滾道、鋼球的磨損[1-2]。磨損并非材料的屬性, 而是表明系統(tǒng)的特征。磨損過(guò)程是動(dòng)態(tài)的，滾道表面的磨損是力學(xué)、物理和化學(xué)等過(guò)程復(fù)雜的綜合[3]。目前為止，在GCr15材料研究方面，現(xiàn)有的研究主要通過(guò)微觀檢測(cè)對(duì)熱處理工藝和耐磨性進(jìn)行分析[4-5]。在滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副的磨損研究方面，現(xiàn)有的側(cè)重點(diǎn)都是通過(guò)大量試驗(yàn)來(lái)得出直線導(dǎo)軌副的磨損量并用數(shù)學(xué)建模預(yù)測(cè)導(dǎo)軌副的磨損量，沒(méi)有通過(guò)微觀檢測(cè)分析導(dǎo)軌副的磨損特性[6-7]。針對(duì)這一現(xiàn)狀，我們以GCr15和S55C為材料的滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副為研究對(duì)象，通過(guò)微觀檢測(cè)來(lái)分析導(dǎo)軌副的磨損特性。

本文選用國(guó)內(nèi)廠家生產(chǎn)的45型滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副和國(guó)外廠家生產(chǎn)的45型滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副進(jìn)行跑合試驗(yàn)，對(duì)跑完的導(dǎo)軌副進(jìn)行線切割制樣，通過(guò)對(duì)磨損后的導(dǎo)軌副上下滾道的殘余應(yīng)力、顯微硬度梯度和金相組織的檢測(cè)，來(lái)探究國(guó)內(nèi)和國(guó)外導(dǎo)軌副抗磨損性能的差異和導(dǎo)軌副的磨損特性。

1 滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副微觀檢測(cè)試驗(yàn)方案

1.1 跑合試驗(yàn)對(duì)象、設(shè)備

經(jīng)過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)外生產(chǎn)滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副廠家的了解，選用如表1所示的兩根直線導(dǎo)軌副進(jìn)行跑合磨損試驗(yàn)。

表1 國(guó)內(nèi)外廠家型號(hào)

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示,用螺栓將導(dǎo)軌固定在床身上,使其與工作臺(tái)縱向平行。通過(guò)液壓缸對(duì)滑塊進(jìn)行持續(xù)加載，伺服電機(jī)控制龍門的運(yùn)動(dòng)，控制柜可以設(shè)置運(yùn)行速度與里程。實(shí)驗(yàn)所加載荷為額定載荷的30%，A約22kN，B約25kN,跑合速度為30m/min。為避免防塵蓋與導(dǎo)軌摩擦，試驗(yàn)全過(guò)程中導(dǎo)軌副不帶防塵蓋，采用人工定時(shí)加入潤(rùn)滑油，潤(rùn)滑頻率為每天一次。

1.導(dǎo)向?qū)к壐?2.被測(cè)導(dǎo)軌副 3.床身 4.加載裝置 5.龍門 6.驅(qū)動(dòng)裝置 7.控制柜圖1 滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副加載跑合試驗(yàn)臺(tái)

1.2 制樣部位，檢測(cè)儀器

對(duì)跑合完的導(dǎo)軌副用線切割裝置進(jìn)行制樣。線切割部位取樣和微觀檢測(cè)部位如圖2所示，對(duì)線切割下來(lái)的滾道通過(guò)表2所示的儀器進(jìn)行微觀形貌的檢測(cè)。對(duì)A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段上下滾道的硬度梯度、殘余應(yīng)力、金相組織進(jìn)行檢測(cè)，探究國(guó)內(nèi)外導(dǎo)軌副性能的差異;對(duì)B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌、滑塊上下滾道的硬度梯度、殘余應(yīng)力、金相組織進(jìn)行檢測(cè)，來(lái)探究導(dǎo)軌副的磨損特性。

圖2 微觀檢測(cè)部位示意圖

儀器目的內(nèi)容AxioCSM700真實(shí)色共聚焦顯微鏡對(duì)拋光腐蝕后的滾道金相進(jìn)行光學(xué)微觀檢測(cè)，通過(guò)顏色來(lái)分析組織對(duì)跑合后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道金相進(jìn)行光學(xué)微觀檢測(cè)飛納Phenompro全自動(dòng)臺(tái)式掃描電子顯微鏡對(duì)拋光腐蝕后的滾道金相進(jìn)行電子微觀檢測(cè)，通過(guò)形態(tài)來(lái)分析組織對(duì)跑合后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道金相進(jìn)行電子微觀檢測(cè)，B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道金相進(jìn)行電子微觀檢測(cè)X射線應(yīng)力測(cè)定儀X?350A型對(duì)導(dǎo)軌副滾道的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量對(duì)跑合后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量HVS?100Z顯微硬度計(jì)對(duì)導(dǎo)軌副滾道的硬度梯度進(jìn)行測(cè)量對(duì)跑合后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道的硬度梯度進(jìn)行測(cè)量，B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道的硬度梯度進(jìn)行測(cè)量

2 殘余應(yīng)力分析

用X射線應(yīng)力測(cè)定儀對(duì)試驗(yàn)結(jié)束后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道的殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量。

2.1 A、B導(dǎo)軌勻速段殘余應(yīng)力

選取A、B導(dǎo)軌勻速段上下滾道的中間一點(diǎn)測(cè)量三次，取三次結(jié)果的平均值，殘余應(yīng)力結(jié)果如表3所示。

表3 A、B導(dǎo)軌勻速段殘余應(yīng)力結(jié)果

導(dǎo)軌滾道的熱處理工藝為表面感應(yīng)淬火，殘余應(yīng)力是熱應(yīng)力和組織應(yīng)力疊加的結(jié)果[8]。導(dǎo)軌的尺寸較大，感應(yīng)淬火心部不易得到馬氏體，熱應(yīng)力型應(yīng)力分布占主導(dǎo)，由熱應(yīng)力引起的殘余應(yīng)力為表面受壓應(yīng)力，心部受拉應(yīng)力。由表3的結(jié)果也驗(yàn)證了導(dǎo)軌滾道的殘余應(yīng)力是壓應(yīng)力。A、B上滾道的殘余應(yīng)力基本一樣，但是B的下滾道的殘余應(yīng)力比A的下滾道的殘余應(yīng)力大了近一倍。B的殘余應(yīng)力較大，有助于提高滾道面的疲勞強(qiáng)度和耐磨性能。

2.2 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊殘余應(yīng)力

對(duì)B滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌未跑合段、加減速段、勻速段的上下滾道和滑塊上下滾道的中心一點(diǎn)測(cè)量三次，取三次結(jié)果的平均值，殘余應(yīng)力結(jié)果如表4所示。

表4 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊殘余應(yīng)力結(jié)果

導(dǎo)軌滾道在表面感應(yīng)淬火之后都要進(jìn)行回火處理，以減小淬火應(yīng)力。之后的加工工藝為打?qū)к壎ㄎ豢?、?duì)導(dǎo)軌進(jìn)行校直、對(duì)導(dǎo)軌的正反面進(jìn)行磨削、對(duì)導(dǎo)軌兩側(cè)進(jìn)行磨削、對(duì)滾道面進(jìn)行精磨。再經(jīng)過(guò)時(shí)效的處理，此時(shí)上下滾道的殘余應(yīng)力都比較小并且下滾道的殘余應(yīng)力大于上滾道的殘余應(yīng)力。跑合試驗(yàn)結(jié)束后的導(dǎo)軌加減速段和導(dǎo)軌勻速段滾道的殘余應(yīng)力都明顯變大，原因是跑合過(guò)程中滾珠和滾道面會(huì)摩擦生熱并且產(chǎn)生滾道磨損，打破了原有的平衡，剩余的殘余應(yīng)力重新分配至新的平衡導(dǎo)致殘余應(yīng)力增大。導(dǎo)軌加減速段在動(dòng)靜摩擦交替下，不易形成油膜，磨損更加嚴(yán)重，所以殘余應(yīng)力比導(dǎo)軌勻速段要大?；瑝K的熱處理工藝是整體鹽浴淬火，冷卻方式是水冷，熱處理過(guò)后會(huì)產(chǎn)生變形，磨削進(jìn)行成型處理、對(duì)滾道面先粗磨后精磨。跑合試驗(yàn)之后的滑塊滾道面殘余應(yīng)力大于導(dǎo)軌滾道面的殘余應(yīng)力，并且滑塊上滾道的殘余應(yīng)力小于下滾道的殘余應(yīng)力。

3 硬度梯度分析

對(duì)跑合完的導(dǎo)軌滾道和滑塊滾道進(jìn)行線切割取樣，試樣尺寸為16mm×12mm×10mm，依次使用200#、400#、600#和800#金相砂紙對(duì)試樣進(jìn)行打磨，至表面光亮且只存在同一方向劃痕后，用金剛石研磨膏拋光[9]。用顯微硬度計(jì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)束后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道的硬度梯度進(jìn)行測(cè)量，B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道的硬度梯度進(jìn)行測(cè)量。測(cè)量方向是沿滾道最底端的一條垂直線以0.3mm為間隔取點(diǎn)20處。

3.1 A、B導(dǎo)軌副勻速段硬度梯度

導(dǎo)軌上滾道的淬硬層深度大于下滾道的淬硬層深度，而上滾道的殘余應(yīng)力小于下滾道的殘余應(yīng)力，因?yàn)榇阌矊由疃仍缴?，組織應(yīng)力越大，組織應(yīng)力引起的殘余應(yīng)力為表面拉應(yīng)力，心部壓應(yīng)力，抵消了部分熱應(yīng)力引起的殘余應(yīng)力，導(dǎo)致滾道面殘余應(yīng)力減小，所以淬硬層深度越深，滾道表面殘余應(yīng)力越小。圖3為A、B導(dǎo)軌勻速段硬度梯度曲線。

(a)A導(dǎo)軌勻速段硬度梯度曲線

(b)B導(dǎo)軌勻速段硬度梯度曲線圖3 A、B導(dǎo)軌勻速段硬度梯度曲線

圖3a、圖3b中上滾道淬硬層硬度波動(dòng)范圍都在700～800HV之間，基體硬度都在200～300HV之間。圖3a中下滾道淬硬層硬度波動(dòng)范圍在700～800HV之間，圖3b中下滾道淬硬層硬度波動(dòng)范圍在450～750HV之間。A的過(guò)渡區(qū)的顯微硬度下降的比B的過(guò)渡區(qū)的顯微硬度慢。表5為A、B導(dǎo)軌勻速段硬度梯度參數(shù)。

表5 A、B導(dǎo)軌勻速段硬度梯度參數(shù)

A的淬硬層深度和淬火熱影響區(qū)深度都比B小。導(dǎo)軌副上滾道的硬層深度和淬火熱影響區(qū)深度比下滾道大。

3.2 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊硬度梯度

B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊硬度梯度曲線如圖4所示。

(a)B導(dǎo)軌未跑合段上下滾道硬度梯度曲線

(b)B導(dǎo)軌加減速段上下滾道硬度梯度曲線

(c)B導(dǎo)軌勻速上下滾道硬度梯度曲線

(d)B滑塊上下滾道硬度梯度曲線圖4 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊硬度梯度

由于導(dǎo)軌副的運(yùn)動(dòng)特性，導(dǎo)軌被劃分為未跑合區(qū)、加減速區(qū)、勻速區(qū)三部分，以未跑合區(qū)的上下滾道的顯微硬度為參照，對(duì)比加減速區(qū)和勻速區(qū)上下滾道的顯微硬度。勻速區(qū)上下滾道的過(guò)渡區(qū)顯微硬度下降比較快，加減速區(qū)上下排滾道的過(guò)渡區(qū)顯微硬度下降最快。滑塊的熱處理工藝為整體淬火，沒(méi)有明顯的階梯狀曲線，在距離表面3.5mm硬度開(kāi)始上生，是因?yàn)闇y(cè)量位置接近滑塊的回珠孔。開(kāi)回珠孔后進(jìn)行整體淬火，回珠孔附近的顯微硬度較大。表6為B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌硬度梯度參數(shù)。

表6 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌硬度梯度參數(shù)

由于加減速區(qū)在動(dòng)靜摩擦交替下，不易形成油膜，磨損更加嚴(yán)重，所以淬硬層深度比未跑合區(qū)小[10]。勻速區(qū)淬硬層深度介于未跑合區(qū)和加減速區(qū)之間。加減速區(qū)上滾道的淬火熱影響區(qū)深度比未跑合區(qū)大，因?yàn)闈L珠與滾道之間的接觸壓力大，在潤(rùn)滑不良的情況下會(huì)產(chǎn)生熱量，對(duì)淬硬層和淬火熱影響區(qū)深度產(chǎn)生影響，并且上排滾珠受力大于下排滾珠，影響更加明顯。

4 金相組織分析

將上述測(cè)量完硬度梯度的試樣再依次使用200#、400#、600#和800#金相砂紙進(jìn)行打磨，至表面光亮且只存在同一方向劃痕后，用金剛石研磨膏拋光，至表面無(wú)劃痕后用3%的硝酸酒精溶液腐蝕10～15s，酒精沖洗干凈并冷風(fēng)吹干[11]。用白光共聚焦顯微鏡對(duì)試驗(yàn)結(jié)束后的A、B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌勻速段的上下滾道金相進(jìn)行檢測(cè)，用SEM對(duì)B導(dǎo)軌副的導(dǎo)軌的未跑合段和加減速段、滑塊的滾道金相進(jìn)行檢測(cè)。國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌副的材料是GCr15，國(guó)外導(dǎo)軌副的材料是S55C，其化學(xué)成分如表7所示。

表7 GCr15鋼和S55C鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

4.1 A、B導(dǎo)軌副勻速段金相組織

相變硬化區(qū)由細(xì)小隱晶馬氏體、大量彌散分布在馬氏體基體上的未融的白亮色顆粒狀碳化物和少量殘留奧氏體組成[12]。過(guò)渡區(qū)由細(xì)針狀馬氏體、鐵素體和碳化物組成。基體由鐵素體、部分片狀滲碳體和顆粒狀碳化物組成[13]?？梢钥闯?，片狀的珠光體大部分已基本球化，滲碳體顆粒和球狀碳化物均勻地分布在鐵素體基體上。圖5為A、B導(dǎo)軌勻速段白光共聚焦顯微鏡金相組織。

圖5 A、B導(dǎo)軌勻速段白光共聚焦顯微鏡金相組織

圖5a、圖5d中黑區(qū)是以板條馬氏體為主的隱晶馬氏體，亮區(qū)是以孿晶馬氏體為主的隱針馬氏體，淬硬區(qū)的馬氏體為板條馬氏體和片狀馬氏體的混合物[14]。B中黑色區(qū)和亮色區(qū)相間分布十分均勻，而A的黑色區(qū)分布的較集中且隱針馬氏體較多，因?yàn)槠瑺铖R氏體存在大量顯微裂紋，導(dǎo)致疲勞壽命下降，所以A的疲勞壽命比B的疲勞壽命短，這與試驗(yàn)結(jié)果相符合。就導(dǎo)軌勻速區(qū)淬硬層的顯微硬度來(lái)看A和B的硬度值基本在同一范圍內(nèi)波動(dòng)，沒(méi)有受馬氏體分布的影響。圖5b、圖5e中黃白色為鐵素體，B中的碳化物為球狀和片狀以及網(wǎng)狀的二次滲碳體，A的碳化物形態(tài)多為球狀，球狀珠光體組織有利于切削加工，就導(dǎo)軌勻速區(qū)過(guò)渡區(qū)的顯微硬度來(lái)看B的硬度下降的比A快，所以過(guò)渡區(qū)A的組織分布比B好。圖5c、圖5f中片狀珠光體和球狀珠光體以及少量網(wǎng)狀滲碳體混合分布，B中細(xì)小的球狀碳化物均勻的分布在鐵素體基體上， A中碳化物的分布的沒(méi)有B均勻，存在明顯的帶狀組織，在進(jìn)行正常溫度的表面淬火時(shí)，隨著溫度的升高，含鉻量高的區(qū)域碳原子溶解于擴(kuò)散速度慢，加劇了奧氏體成分微觀上的不均勻性，從而產(chǎn)生了碳化物的帶狀聚集，另一方面，樣品在腐蝕時(shí)，低鉻區(qū)更容易被腐蝕，這也是產(chǎn)生明暗區(qū)原因，就導(dǎo)軌勻速區(qū)基體的顯微硬度來(lái)看A和B的硬度值基本一樣，所以基體中B優(yōu)于A。

因?yàn)樯蠞L道和下滾道的SEM的金相組織都差不多，選用導(dǎo)軌上滾道的SEM拍攝的金相組織，如圖6所示。

圖6 A、B導(dǎo)軌勻速段上滾道SEM金相組織

在掃描電鏡下可以看到針狀馬氏體，顆粒狀未溶的碳化物，殘余奧氏體在圖中不是很容易區(qū)分。圖6a中的針狀馬氏體多于圖6d，圖6d中針狀馬氏體和板條狀馬氏體分布均勻，與白光共聚焦顯微鏡觀察的結(jié)果一致。過(guò)渡區(qū)內(nèi)A的碳化物主要呈現(xiàn)顆粒狀，稀疏分布在鐵素體上，B中碳化物主要呈片狀，少量的顆粒狀分布在鐵素體上，并且存在層片狀的珠光體團(tuán)?；w中B的碳化物分布密度比A高，并且顆粒更加細(xì)致，與白光共聚焦顯微鏡觀察得出的結(jié)論一致。

4.2 B導(dǎo)軌副導(dǎo)軌、滑塊金相組織

圖7為B導(dǎo)軌未跑合段上下滾道SEM金相。

圖7 B導(dǎo)軌未跑合段上下滾道SEM金相

硬化區(qū)下滾道白色未溶的顆粒狀碳化物比上滾道大，上滾道的針狀馬氏體比下滾道多，且分布更加均勻。過(guò)渡區(qū)中上滾道的珠光體團(tuán)多于下滾道，存在網(wǎng)狀的二次滲碳體，下滾道主要是顆粒狀碳化物和片狀碳化物的高密度分布?；w中下滾道碳化物顆粒狀更加細(xì)致，密度更高的分布在鐵素體上，并且片狀也多于上滾道。圖8為B導(dǎo)軌加減速段上下滾道SEM金相。

圖8 B導(dǎo)軌加減速段上下滾道SEM金相

下滾道的針狀馬氏體比上滾道多且分布更加均勻。加減速區(qū)下滾道的淬硬區(qū)針狀馬氏體比未跑合區(qū)多，上滾道比未跑合區(qū)少。加減速區(qū)滾道的過(guò)渡區(qū)上滾道的珠光體團(tuán)比未跑合區(qū)少，網(wǎng)狀的二次滲碳體多，下滾道碳化物比未跑合區(qū)稀疏?；w組織基本一致。因?yàn)榧訙p速區(qū)滾珠和滾道摩擦產(chǎn)生熱量，從淬火熱影響區(qū)深度的增加可以知道淬硬層和過(guò)渡區(qū)的金相組織也一定發(fā)生了改變。圖9為導(dǎo)軌勻速段上下滾道SEM金相。

圖9 B導(dǎo)軌勻速段上下滾道SEM金相

勻速區(qū)上下滾道的淬硬層基本都是針狀馬氏體，比未跑合區(qū)分布更加細(xì)致均勻。過(guò)渡區(qū)上下滾道的碳化物呈現(xiàn)顆粒狀，珠光體團(tuán)明顯減少?；w組織基本一致。圖10為B滑塊上下滾道SEM金相。

圖10 B滑塊上下滾道SEM金相

滑塊是整體淬火，組織沒(méi)有太大變化，靠近表層為板條馬氏體和片狀馬氏體的混合物，越往里板條狀馬氏體越多，心部上滾道可以看到顆粒狀碳化物，而下滾道還是板條狀和針狀馬氏體的混合。

5 結(jié)論

通過(guò)加載跑合機(jī)對(duì)國(guó)內(nèi)外滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副進(jìn)行摩擦磨損試驗(yàn)，對(duì)磨損后的導(dǎo)軌副滾道面用檢測(cè)儀器檢測(cè)殘余應(yīng)力、顯微硬度梯度、金相組織，所取得的主要成果如下：

(1)導(dǎo)軌的尺寸較大，感應(yīng)淬火心部不易得到馬氏體，熱應(yīng)力型應(yīng)力分布占主導(dǎo)，殘余應(yīng)力為表面受壓應(yīng)力。跑合過(guò)程中滾珠和滾道面會(huì)摩擦生熱并且產(chǎn)生滾道磨損，打破了原有的平衡，剩余的殘余應(yīng)力重新分配至新的平衡導(dǎo)致殘余應(yīng)力增大。

(2)淬硬層深度越深，滾道表面殘余應(yīng)力越小。導(dǎo)軌上滾道的淬硬層深度大于下滾道的淬硬層深度，因?yàn)榇阌矊由疃仍缴?，組織應(yīng)力越大，抵消了部分熱應(yīng)力引起的殘余應(yīng)力，導(dǎo)致滾道面殘余應(yīng)力減小，所以上滾道的殘余應(yīng)力小于下滾道的殘余應(yīng)力。

(3)國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌副的疲勞壽命比國(guó)外導(dǎo)軌副的疲勞壽命短。觀察導(dǎo)軌勻速段的淬硬區(qū)金相組織發(fā)現(xiàn)國(guó)外導(dǎo)軌中板條狀馬氏體和針狀馬氏體相間分布十分均勻，而國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌的板條狀馬氏體分布的較集中且隱針馬氏體較多，隱針馬氏體存在大量顯微裂紋，導(dǎo)致疲勞壽命下降。國(guó)外導(dǎo)軌副的殘余應(yīng)力比國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌副大，有助于提高滾道面的疲勞強(qiáng)度和耐磨性能。這與試驗(yàn)結(jié)果相符合，國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌副在跑合1000km時(shí)，導(dǎo)軌滾道面肉眼觀察到點(diǎn)蝕，國(guó)外導(dǎo)軌副正常。

(4)原始組織中鉻元素分布的不均勻性，導(dǎo)致成品導(dǎo)軌副基體金相組織中存在較為明顯的帶狀組織，帶狀組織具有顯著的方向性，在導(dǎo)軌副使用過(guò)程中容易造成應(yīng)力集中，并由此出現(xiàn)裂紋，對(duì)導(dǎo)軌副的疲勞壽命和精度穩(wěn)定性有較大影響。這也解釋了國(guó)內(nèi)導(dǎo)軌副的疲勞壽命比國(guó)外導(dǎo)軌副的疲勞壽命短。金相組織形態(tài)分布不均勻與顯微硬度的波動(dòng)相一致。

(5)導(dǎo)軌加減速區(qū)在動(dòng)靜摩擦交替下，不易形成油膜，摩擦產(chǎn)生熱量導(dǎo)致滾道的淬火熱影響區(qū)深度增加，硬化區(qū)和過(guò)渡區(qū)的金相組織發(fā)生變化，硬化區(qū)針狀馬氏體和板條狀馬氏體分布發(fā)生改變，過(guò)渡區(qū)的珠光體團(tuán)減少，碳化物分布稀疏。

(6)導(dǎo)軌的熱處理工藝是整體淬火，有硬化區(qū)、過(guò)渡區(qū)、基體，并且組織形貌變化很大。滑塊的熱處理工藝是整體淬火，從表層到心部組織形貌沒(méi)有太大變化，越往里板條狀馬氏體所占比例就越大，在靠近回珠孔附近，顯微硬度明顯增大。

[1] 徐起賀. 滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副的特點(diǎn)、現(xiàn)狀及發(fā)展動(dòng)向[J]. 機(jī)械制造, 2001, 39(2):4-7.

[2] 姬中晴, 歐屹, 梁醫(yī),等. 滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副可靠性試驗(yàn)及方法研究[J]. 組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù), 2015(9):34-37.

[3] 范秋濤, 翁榕, 陳曉慧. 金屬磨損試驗(yàn)及測(cè)量方法[J]. 環(huán)境技術(shù), 2015(1):48-51.

[4] 崔洪芝, 李永鳳, 孫金全,等. GCr15鋼滾珠絲杠感應(yīng)淬火漏磁控制及耐磨性[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2013, 34(8):129-135.

[5] 張福全, 周浩. 熱處理對(duì)高鉻鑄鐵組織及其耐磨性能的影響[J]. 熱加工工藝, 2015(10):220-225.

[6] 鐘洋, 陶衛(wèi)軍, 韓軍. 滾珠直線導(dǎo)軌副精度損失模型研究[J]. 組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù), 2013(12):33-36.

[7] 鐘洋, 陶衛(wèi)軍, 韓軍. 滾柱直線導(dǎo)軌副精度損失模型及其試驗(yàn)研究[J]. 組合機(jī)床與自動(dòng)化加工技術(shù), 2013(1):14-17.

[8] 崔忠圻, 覃耀春. 金屬學(xué)與熱處理原理[M]. 哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社, 2011.

[9] 李澤峰. 滾珠絲杠副接觸疲勞行為的研究[D].南京:南京理工大學(xué), 2015.

[10] 徐斌. 床身蠕變下滾動(dòng)直線導(dǎo)軌副的精度保持性研究[D]. 南京：南京理工大學(xué), 2017.

[11] 潘恒沛. 滾珠絲杠原材料預(yù)先熱處理及組織性能一致化研究[D].南京:南京理工大學(xué), 2015.

[12] 崔洪芝, 李永鳳, 孫金全,等. 鋼滾珠絲杠感應(yīng)淬火漏磁控制及耐磨性[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2013, 34(8):129-135.

[13] 王澤寧, 崔洪芝, 張國(guó)松,等. GCr15鋼表面感應(yīng)淬火微觀組織及室溫干滑動(dòng)磨損行為[J]. 材料熱處理學(xué)報(bào), 2015, 36(11):180-187.

[14] 夏建元. 金屬材料彩色金相圖譜[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 2013.