上銀直線導軌機械工業的通用功能部件，它的質量直接影響到機械設備的精度和使用壽命，因此要求導軌具有高的耐磨性和尺寸穩定性。離子氮化導軌雖然能獲得高的硬度和耐磨性，但過去由于氮化變形較大，使導軌離子氮化商品化受到限制。

通過試驗，找出上銀直線導軌離子氮化變形的規律，并采用相應的工藝措施，使長度760 mm 的導軌，在離子氮化后，可使上銀直線導軌底基面彎曲的極限偏差和側基面彎曲的極限偏差滿足有關文獻規定的5 、6 級精度的技術條件。現將有關試驗情況介紹如下。

一、導軌規格、用材及技術要求

試驗導軌型號有兩種，即HG25型，外形尺寸23 mm×22. 5mm×760mm；LG30 型，外形尺寸28mm×27. 5mm×760mm。導軌如圖1 所示，其中無括號數字為HG25 型尺寸，括號內數字為HG30 型尺寸。

離子氮化導軌用材為38Cr MoAl A 鋼，毛坯為熱軋棒材，直徑分別為40 mm 和50mm，經切削加工成形。導軌氮化的技術條件： 表面硬度≥650HV ，氮化層深度≥0. 4mm，脆性≥2 級，變形量的檢驗方法和允差見圖2 、圖3 和附表。

二、預先熱處理

上銀導軌毛坯選用兩種預先熱處理工藝，即退火和調質。退火工藝： 870 ℃ 保溫2h，爐冷至500 ℃ 以下出爐空冷。硬度≤229HBW。調質： 930 ～940 ℃ 保溫1. 5h，油冷淬火；隨后680 ℃回火3h，空冷。硬度25 ～28HRC。經預先熱處理的導軌毛坯，在完成刨平面、銑溝槽和鉆安裝孔等粗加工工序后，進行第一次去應力退火。在精刨溝槽、刨鋼絲槽和粗磨四個平面等精加工工序完成后，再進行第二次去應力退火。去應力退火工藝( 兩次退火工藝均相同) ： 溫度650 ℃保溫2h，爐冷至250 ℃以下出爐。

三、臺灣上銀導軌離子氮化試驗結果及其分析

( 1) 離子氮化工藝規范 供上銀導軌氮化用的設備為額定輸出直流電流為30A 的立式離子氮化爐。氮化溫度和時間分別為： 530 ℃/ 8h、550 ℃/ 15h、550 ℃/ 22h 和560 ℃/ 10h。

( 2) 氮化層的組織、表面硬度及硬度梯形38CrMoAl A 鋼經530 ℃/ 8h 離子氮化后，滲層組織由表及里依次為ε→ε+ γ′→α+ γ′→心部組織。其特征是：最表層厚度0. 02 ～0. 03mm 白亮色化合物層，即ε相。緊靠白亮色化合物層的次表層，出現脈狀組織，厚度0. 01 ～0. 15mm，相成分為ε+ γ′。往后是擴散層，相成分是α+ γ′。再往里是心部組織。在金相分析中還可以看到，氮化前的金相組織和氮化工藝參數對氮化后脈狀組織的含量有較大影響。退火組織在氮化過程中形成脈狀組織的傾向比調質組織大得多，而且氮化溫度越高，氮化時間越長，均促進脈狀組織的形成。

經不同預先熱處理的38CrMoAl A 鋼于540 ～560 ℃離子氮化22h，硬度沿氮化層的分布如圖4 所示。

由圖4可以看到，經上述工藝處理后，氮化層深度保持在0. 50mm 以上。氮化層的硬度梯度與預先熱處理有關。在相同的離子氮化工藝條件下，退火狀態導軌約0. 2mm的外表層硬度比調質狀態高，離表面0. 1mm 處，退火狀態的硬度高于800HV100 ，而調質狀態此處的硬度僅保持650HV100 ；離表面0. 15mm 處，退火狀態的硬度仍然高于700HV100 ，但調質狀態此處的硬度已低于600HV100 。

四、離子氮化導軌變形的規律性

按前述規范對上銀導軌進行離子氮化。氮化導軌的變形規律: 底基面A 的變形較大，呈凸起狀態； 側基面B變形較小，彎曲量小于0.1mm。?

A 面變形量與導軌截面尺寸和熱處理( 包括預先熱處理) 工藝參數等因素有關。

( 1)導軌截面尺寸越大，氮化后的變形就越小 例如，LG35 型導軌的截面積比LG25 型導軌約大50 %，兩者在氮化前均經退火處理，隨后經溫度530 ℃離子氮化8h。氮化后，LG35 型導軌A 面的最大彎曲量為0.245mm，而截面小的LG25 型導軌A 面的最大彎曲量則為0.489mm，即氮化后截面積大的導軌的變形量比截面積小的導軌減少了1 倍。

截面積的增大，意味著導軌剛度( 截面積與彈性模量乘積) 增強。因此，抵抗外力( 氮化過程產生的組織應力和熱應力) 形變的能力增強，故此截面積較大的導軌在氮化過程中的變形較小。

( 2)預先熱處理對變形的影響 分別經退火和調質預先熱處理的LG25 型導軌，在相同的工藝參數下( 550 ℃/ 15h) 進行離子氮化。結果發現，不管是退火還是調質的導軌，對氮化導軌B面的變形沒有多大的影響，彎曲量維持在0. 050 ～0. 060mm范圍內，但對A面的變形影響很大，退火導軌氮化后A 面的相對最大彎曲量已達到0. 4mm，而調質導軌的彎曲量更大，竟達1. 8～1. 9mm。

預先熱處理對變形的影響如此明顯，與預先熱處理組織的穩定性有關。退火組織接近于平衡組織，在氮化過程中基體組織處于較穩定狀態，故氮化后導軌的變形較小。調質導軌則不同，它的基體組織回火索氏體處于亞穩狀態。雖然氮化溫度低于調質時的回火溫度，也低于去應力退火的溫度，但在氮化長時間的保溫過程中，碳原子獲得能量進行擴散聚集，力圖向平衡狀態過渡。這一過程對上銀導軌應力狀態的改變顯然比退火強烈得多，因此，調質導軌氮化的變形比退火導軌大是預料之中的情況。

( 3)氮化時間越長，變形越大 氮化時間對側基面B 的變形沒有明顯的影響，氮化時間長達22h，B 面的相對變形仍小于0. 1mm。氮化時間對底基面A 變形的影響卻很大，隨著氮化時間的延長，A 面的變形就越大，其相對變形量甚至超過1mm ( 見圖5) 。

眾所周知，氮化時間越長，氮原子滲入的深度就越深，伴隨表層單位體積的增加就越大，因此東莞上銀直線導軌的變形也隨氮化時間的增長而增大。

( 4) 局部氮化對變形的影響從上述試驗結果可以看到，各種因素對側基面B 變形的影響不大明顯。而底基面A 就不同了，任何一個因素稍有輕微變動，對它變形的影響就十分強烈了，這與導軌滲氮面的不對稱性有密切關系。在圖1 橫截面通過中心點O 作垂直OP 和OQ。OP 將導軌左右分開，側基面B 及其相對應的另一個側面的幾何形狀大致相對稱。因此，在氮化過程中體積效應和應力狀態的改變，兩個對稱面都能互相抵消，故比B 面的變形較小。現在再來看看OQ 將導軌上下分開的情況又怎么樣呢? OQ 線上半部有溝槽、有安裝螺孔的深頭螺孔( 大頭螺孔)； OQ 線下半部分只有小孔螺孔、底基面A 及其A 面退刀槽。OQ 線上半部的表面積比下部大得多。A 面與B 面的對稱性相比較，兩者形成強烈的反差。

由于上銀直線導軌上下兩部分不對稱性，氮化上銀導軌上半部氮化層單位體積的增加比下半部大，即上半部的體膨脹比下半部大。上半部體膨脹受到中心的抵制也比下半部強烈，再加之上半部的剛度比下半部小，受外力作用下變形來得更容易。因而導致導軌氮化后出現如圖2 所示的強烈彎曲。

基于底基面A 對整條導軌的變形起著主導影響作用，而A 面的變形是由導軌上下表面面積不對稱所引起的。因此如果要減少氮化導軌變形，應該減少“不對稱” 因素的影響。將A 面及其所對應的另一個表面屏蔽起來進行氮化，導軌氮化后氮化層的分布基本上處于對稱狀態，這有利于減少氮化導軌的變形。試驗結果表明，上述措施的局部氮化對減少導軌的變形，尤其是A 面的變形是十分有效的。例如，38CrMoAl A 鋼制LG30 型導軌( 預先熱處理調質) ，離子氮化后A 面的最大彎曲量為0. 17mm，滿足有關文獻規定的5 級精度的技術要求。

五、結語

( 1) 臺灣上銀導軌離子氮化的變形有明顯規律性，都是拱起(圖3相對于檢測平臺) 。變形的主要原因是氮化面不對稱所引起的。

( 2) 采用局部氮化法，減少氮化面的不對稱性，可顯著減少氮化導軌的變形。

( 3) 離子氮化導軌變形小，又是在真空的狀態下進行處理，對氮化前后表面質量沒有明顯影響，上銀導軌的氮化可安排在精磨后進行，這樣可以保證導軌軸承有較深的氮化層深度。