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淬火冷却中工件的正放与斜放张克俭 王 水 郝学志 北京华立精细化工公司 (102200) 发表于《热处理技术与装备》2009年第1、2期 摘要：摄像记录了多种试样以正放和不同的斜放方式在油中淬火的冷却过程。研究对比了不同放置方式下试样冷却的快慢和冷却的均匀性。结果表明，和试样正放相比，试样斜放冷却得既快而又均匀。冷却过程中，在水平向下的表面上观测到倒立的气体堆。倒立气体堆的存在极大地减慢了所在表面的冷却速度，在工件上造成了很大的温度差。推测了倒立气体堆的形成机理和演变过程。提出了防止出现倒立气体堆的方法。蒸汽膜内气体的流动规律和中间阶段特性是引起上述现象和差异的原因。它们对试样淬火冷却效果的影响可归结成两类：一是在工件上造成了显著的相对厚度差，二是使形状对称的工件得不到具有相似对称关系的冷却效果。 关键词：淬火冷却，液态淬火介质，精细淬火冷却技术，计算机模拟 How to Place Your Workpiece during oil Quenching ZhANG ke-jian , WANG shui , HAO xue-zhi Beijing Huali Fine Chemical Co., Beijing 102200, China Abstract:The oil quenching process of different workpieces placed in straight way and other various inclined ways were videoed. This study compared the cooling rate and evenness of the workpieces under different placement ways. The results show that compared with straight sample, inclined sample can be cooled down faster and evenly. During the cooling process, an upside-down heap of gas is observed at the downwards-facing horizontal surface. The existence of the upside-down heap of gas greatly decreased the cooling rate of the downwards-facing horizontal surface, thus led to a great difference in temperature between different areas of the workpiece. This study also presumed the formation mechanism and evolution process of the upside-down heap of gas, and a method for preventing the emergence of it is put forward. The flowing rule of gas inside the vapor blanket and the middle stage properties are the reasons for the above mentioned phenomena and differences. The cooling effect of all above tests revealed two characteristics: (1) significant relative differences in thickness occurred between different parts of a workpiece; and (2) symmetrically shaped workpiece can not receive corresponding symmetrical cooling effect. Key words:quenching， liquid quenchant， fine quenching technique，computer simulation 这是四阶段理论文章的第9篇。此前发表了蒸汽膜内气体的流动规律一文[1,2]。无疑，蒸汽膜内气体的流动规律是四阶段理论的组成部分。为了区别于前面介绍的四点图、超前扩展点、交界线借用、超前扩展点的诱导等方面的知识和规律[3-7]，我们把后者简称为“中间阶段特性”。蒸汽膜内气体的流动规律和中间阶段特性都是四阶段理论的重要组成部分。浸在水性或者油性介质中淬火时，工件的冷却过程和冷却效果都受到这两项规律的影响。为了研究它们共同作用对工件冷却进程和冷却效果的影响倾向和特点，本文做了不同放置方式，也就是正放和斜放的淬火冷却试验。一般认为，使主要基准面与水平面垂直或者平行的放置方式是“正放”；而其它的放置方式多算作“斜放”。在热处理现场，淬火冷却中的工件大多被正放，而很少斜放。正放和斜放对工件淬火冷却效果各有哪些影响？在常见的书刊中，未见到这方面的系统介绍。本文用四种不同形状的试块，以60SN基础油为冷却介质，研究试样放置方式对淬火冷却进程的影响。用蒸汽膜内气体的流动规律以及中间阶段特性解释试验观到的现象。然后归纳有关的影响倾向和规律，并讨论这些规律的可能用途。 一. 行业内的普遍认识 
图1 冷却过程中按传统认识的表面等温线变动情况 Fig.1 A sample is being cooled down in order of priority according to a traditional understanding 行业内有这样一些看法：浸在水性和油性介质中淬火冷却时，工件上某部分的降温快慢只由两个因素决定。其一是该处的有效厚度。其二是所用淬火介质的冷却特性。有效厚度小的部分冷得快，有效厚度大的部分冷得慢。而与介质的关系只用介质的冷却特性曲线就能决定[8]。在此基础上产生了另外一些认识：“平板工件的温度分布和应力场是两面对称的”，“球体工件的是球心对称的”，“圆柱工件的是轴对称”等等。按照这些认识，图1所示的台阶形工件，不管正放还是斜放，浸在油性或者水性介质中淬火时，其各部分的冷却快慢应当如图中所示。图中着色部分表示表面温度低于某值的区域，而未着色的则表示表面温度高于该温度的区域。它们之间的分界线就是该温度的表面等温线。可以看到，有效厚度最小的部分最先冷下来，然后是边缘部分，接着是基体部分。最后冷下来的总是厚度最大的基体的中间部分。注意，其中的冷却效果都保持着与工件外形相似的对称关系。 本文的试验结果将证明，图1所示的认识显著偏离了试验观测到的事实。 二．球体试样的试验观测与结果分析 
图2 淬火冷却中球体只包含两种表面朝向 Fig.2 A Spherical sample in Quench Cooling always contains two direction surfaces 按照我们的划分方法，不管如何放置，球体工件都只包含两种基本朝向的表面：倾斜向上表面（球体的上半表面）和倾斜向下表面（球体的下半表面），如图2所示。因为是曲面，它们的倾斜程度是连续变化的。但是，如果不在事先加以注意，拿到一个经过淬火的球体时，恐怕没有人能回答“淬火冷却中球体上哪部分在上面？”这样的问题。 采用直径30mm的球体试样。在它上面加工了一个诱导锥。经过900℃加热后，在20℃且不搅动的60SN基础油中冷却。冷却时把该诱导锥置于最下端。图3是冷却过程中的两张照片。图4是试验获得的交界线扩展图。按中间阶段特性，在出现超前扩展点之前，整个球体表面的温度都高于T0温度。在此期间，根据蒸汽膜内气体的流动规律，球体表面的温度分布特点是：从诱导锥所在部位开始，越往上，表面温度越高。继续冷却，一旦诱导锥周围球体表面的温度降低到T0以下，早已等待在诱导锥上的交界线就开始向球体表面扩展。在交界线扩展过程中，只要交界线移动速度不小于球体表面的T0等温线的移动速度，就可以近似把交界线看成球体表面的T0等温线。因为本文只研究定性规律，为了简化问题，在下面的讨论中，我们都假定交界线移动速度不小于球体表面T0等温线的移动速度。这样，图4中所看到的多条水平线，既是移动中的交界线，也是当时球体表面的T0等温线。图中标示的数字是交界线出现在该位置的时刻（秒，从试样入油时起算）。图中看到的交界线基本上都是水平的。这说明，在该球体上，高度相同的表面都获得了基本相同的冷却进程。或者说，在交界线扩展期间，高度相同的表面都具有相同的温度；只在高度不同的表面之间存在温度差。因此，高度相差越大，此温度差也越大。无疑，球体底部和顶部表面之间的温度差始终是最大的。
图4 诱导锥位于直径30mm球体底端时的一个交界线扩展图 Fig.4 The spreading pattern of demarcation line on a spherical sample bottomed with a derivational cone 可以看出，从完整蒸汽膜破裂时（22.4秒）起，到最后一小片蒸汽膜在球体顶部消失（31.0秒）时止，球体表面先后达到T0温度的时间相差约8.6秒。从球体表面形成完整蒸汽膜开始，靠蒸汽膜内热气体的向上流动，在不同高度的球体表面之间造成了温度差。随着冷却的进行，这种温度差会不断增大。在后续的文章中，我们将用作图方法证明，在出现超前扩展点之后不久，该球体底端和顶端的表面温度差值是整个冷却过程中最大的表面温度差值。此后，这一温度差会逐渐减小。而到最后一片蒸汽膜消失时，也就是入油31.0秒时，在球体上下两端之间，也仍然存在一个不算太小的表面温度差。在这之后，残剩的这点温度差将靠球体内部的热传导和介质的对流散热来缓慢消失。 按中间阶段理论，一个试样上具有相同有效厚度的不同表面，只能通过交界线扩展分步进入其沸腾冷却阶段。或者说，球体表面不可能在一瞬间从蒸汽膜同时进入沸腾冷却阶段。因此，浸在水性或者油性介质中淬火冷却时，不可能获得以其球心为对称的冷却进程。按蒸汽膜内气体的流动规律，球体表面出现的超前扩展点越多，球体表面的交界线分布和移动情况会越复杂，球体的冷却进程也就越无规律可循。相反，出现的超前扩展点越少，表面的冷却进程越简单。最简单的冷却进程必须同时满足两个条件：只在球体的底端出现一个超前扩展点；扩展过程中的交界线能始终保持水平。只有在球体表面非常光洁，而且试验操作十分细心时，才能获得始终保持水平的交界线。因此，图4所示的交界线扩展图是不常见的。 三．正方体试样的正放与斜放试验 正方体结构简单，除其中心点外，所有点、线、面，以及线和面上的任何部分都可以在同一正方体上找到至少6个相同的等效厚度部分。因此，很容易让人做出这样的判断：在水性和油性介质中淬火时，正方体上这些具有相同有效厚度的部分都能够获得相同的冷却效果。实际情况是不是这样呢？下面用试样的冷却过程来回答这个问题。 3.1 正方体不同放置方式下的表面朝向类型
首先讨论正方体试样的放置方式。按放置物品的习惯，我们通常把图5（a）的放置方式称为正放。相应地，所有其它的放置方式自然都属于斜放。正放给人以正而又稳的感觉。在热处理生产现场，长方体和正方体之类的工件，在淬火冷却中，通常都采用正放。图5中（b）和（c）是两种不同的斜放方式。方式（b）的特点是，一条棱边水平放置于最底端，而与其成体对称的另一条棱边则位于最上方。此时，与这一对棱边相垂直的两个正方形的面正好与水平方向垂直。本文把这种放置方式称为“侧立”。放置方式（c）的特点是，一个三面角的尖端放在最下端，而与之体对称的另一个三面角的尖端在最上方，二者的连线与水平面垂直。本文把这种放置方式称为“顶立”。图中同时标明了不同放置方式中各表面的朝向类型。它们的表面类型划分汇总在表1中。在不同朝向表面的蒸汽膜内，气体的流动特点有很大差别。因此，各表面获得冷却效果必定有相当大的不同。
选定的试样是边长42mm的不锈耐热钢正方体。经过900℃加热后，在20℃不搅动的60SN基础油中冷却。冷却中，录像记录了它的表面冷却过程。 3.2 正放时的冷却进程 首先讨论垂直侧面上的冷却进程。图6是正放试样冷却过程中垂直侧面的三张录像照片。在冷却的前约17秒内，试样被完整的蒸汽膜包裹着，三种朝向表面的蒸汽膜是相通的。这期间，下方蒸汽膜内的热气体可通过层流层进入上方表面的蒸汽膜内。
图7 正放正方体试样垂直侧面上的交界线扩展图 Fig.7 The spreading pattern of the demarcation line on the vertical surface of a straight cube 图7是正放正方体试样垂直侧面上的交界线扩展图。图中的数字（秒）是从试样入油起计算的。可以看出，两个垂直侧面上的冷却进程是基本相同的。刚过31秒，它们就都完成了交界线扩展进程。 图8是正放试样上水平向上表面的交界线扩展图。图中，交界线完成扩展的时间大约是入油26秒，比垂直侧面提早了5秒。在冷却的前约17秒内，从侧面蒸汽膜内爬上来的热气体对水平向上表面有一定的加热作用。水平向上表面又将以气泡形式排出这部分热气体。无疑，这些都会减缓水平向上表面的冷却速度。在这种情况下，水平向上表面完成交界线扩展的时间仍然比垂直侧面更早。由此可以得出这样的结论：水平向上表面比垂直表面冷却得更快。 水平向上表面冷却得更快，是蒸汽膜内气体的流动规律造成的。在蒸汽膜笼罩下，垂直表面的散热途径有：从层流层向上排出热气体、从蒸汽膜向外排出热气泡、其对流层的对流散热、蒸气膜内气体的热传导，以及试样表面的热辐射等。其中，辐射散热、对流散热和气体的热传导是垂直侧面和水平向上表面都有的，可不做比较。我们只比较另外两种散热方式上的差别。层流层向上输送的热气体，在它们最终以气泡形式脱离蒸汽膜之前，一直在蒸汽膜之内。这就是说，靠层流层冷却，只能把下方蒸汽膜内的热量向上方蒸汽膜区转移。冷却了下方表面，却加热了上方表面。从总体上说，这一过程基本上没有使试样散失多少热量；而只是在试样不同部分之间制造出新的温度差。相反，纯粹靠对流方式形成并且排出气泡，却是非常有效的散热过程。水平向上的蒸汽膜内，产生这种对流的驱动力最大，而排出气泡所需要的气体流动距离又最短。因此，水平向上表面冷却得更快。
图9是水平向下表面的交界线扩展图。比较图7、8、和9可知，入油10秒之前，在八个尖角部位都产生了超前扩展点。随后，交界线首先在水平向上表面开始扩展，接着是在垂直侧面上开始扩展，最后才向水平向下表面扩展。在冷却的前约17秒内，由于与侧面蒸汽膜还保持连通，底部蒸汽膜内的部分热气体可以绕过棱边向上方蒸汽膜输送。在此期间，底部表面的冷却速度也比较快。四个尖角扩展出来的交界线会合后，底部就形成了孤立的水平向下蒸汽膜区。在这样的蒸汽膜内，气体既不能发生层流，也不能发生循环对流，只能靠气体的热传导和表面辐射两种方式散热。 即便在冷却的前17秒内，由于蒸汽膜内只有微弱的层流而没有对流，图9中的交界线扩展速度就比其它朝向的要慢。在17秒到约24秒之间，蒸汽膜还继续与表面的边缘相接。因此还能够从边缘排出热气泡。入油约24秒后，才成为完全孤立的水平向下蒸汽膜区。在之后的冷却中，从气液界面新增加的介质气体已经没有了其它出路，而只能留在蒸汽膜内。气体量的增加和蒸汽膜区的面积减少，都能使底部蒸汽膜的厚度逐渐增大。试验观测发现，蒸汽膜区中间部分厚度增加最快。其结果，原来基本平直的蒸汽膜区演变成了底部在上而顶尖在下的倒立的气体堆。由于底部表面散热困难，交界线的扩展速度也就越来越慢。其完成交界线扩展的最终时间为52秒。成为正方体上冷却得最慢的一个表面。 从外形上看，正方体上的6个表面是完全相同的。但是，在油中冷却时，因为有不同的朝向，它们分属3类不同朝向的表面。因此，它们有不同的交界线扩展时间。为便于对比，表2汇集了它们冷却进程的不同数据。容易看出，水平向上表面冷却得最快，垂直表面次之，而水平向下表面冷却得最慢。
3.3 侧立时正方体试样的冷却进程 用同样的加热冷却参数，做了侧立正方体的冷却试验。图10是侧立冷却时正方体的一张摄像照片。图11是侧立正方体冷却过程的交界线扩展图。
在入液后8.50秒，试样上出现了最早的超前扩展点。垂直的侧面冷却得最快，其完成交界线扩展的时间为28.16秒。其交界线扩展经历了约19秒。倾斜向下表面的冷却进程与垂直侧面相当接近。而倾斜向上表面完成交界线扩展的时间为30.20秒，比其它两种朝向的表面稍慢一些。究其原因，是它在冷却的前24秒内与其下方倾斜向下表面的蒸汽膜区保持连通，接收了层流层输送上来的热气体。随后，再将这些气体以气泡形式排出。这就减慢了它的冷却速度。由于三者的冷却进程相差不多，可以认为，在侧立放置时，正方体上3类表面的冷却快慢很相近。具体数据列成表3。
3.4 顶立正方体的冷却进程 用同样的加热冷却参数，做了顶立正方体的冷却试验。图12是它冷却过程中的一张照片。图13是其交界线扩展图。把出现超前扩展点的时间定为8.40秒，可以作成表4。因为处于上方的原因，倾斜向上表面完成交界线扩展所用的时间也稍长一些。
3.5 三种放置方式的冷却效果对比 从冷却快慢和冷却的均匀性两个方面进行这项对比。把同一试样上不同表面完成交界线扩展所需冷却时间的最大差值，以及不同表面上交界线扩展所需时间的最大差值汇总在一起，作成表5。
表中数据表明：正方体类工件以正放方式淬火冷却，冷却得慢而且均匀性很差。相反，斜放方式可以获得快而且均匀性好的淬火冷却效果。 四. 圆柱体试样的正放与斜放 竖直放置时，按表面朝向划分，圆柱侧面属于垂直曲面。上下两个端面分别属于水平向上表面和水平向下表面，如图14（a）所示。当水平放置时， 按虚线可以将圆柱分成倾斜向上和倾斜向下两个曲面，以及端头的两个垂直表面，如图14（b）所示。倾斜放置时的表面朝向划分如图14（c）所示。
本文采用直径45mm，高度90mm的耐热不锈钢圆柱试样。试验中，采用900℃的加热温度和20℃不搅动的60SN的基础油。下面将分别介绍这三种放置方式的试验结果。 4.1 垂直放置时圆柱的试验结果与分析 图15是垂直放置时圆柱在冷却过程中的一张照片。图16是其交界线扩展图。可以看出，最早的超前扩展点于入油23.5秒出现在圆柱顶部平面的棱边上。随后，交界线先沿该棱边扩展。由于该交界线处于垂直蒸汽膜的上方，它向下扩展的速度较慢。入油30秒时，圆柱底部平面左边缘出现了第二个超前扩展点。在垂直侧面上，蒸汽膜内层流层的流动方向与其受力方向相同，且都与圆柱体的轴线平行。由于处于侧面蒸汽膜区的最下方，下方的交界线向上扩展的速度较快。到入油55秒，上下两方的交界线在圆柱高度约三分之二处相会，从而完成了整个垂直表面的交界线扩展过程。
入油约37秒后，在圆柱底面形成了孤立的水平向下蒸汽膜区。由于形成了底部气体堆，底部交界线的扩展速度变得很慢。到入油约60秒，底部才完成其交界线扩展过程。 4.2 平放圆柱的试验结果与分析 图17是平放圆柱试样入油约30秒时的照片。图18是其交界线扩展图。可以看出，入油后约14秒，在左右端面下方的棱边上都出现了超前扩展点。因为蒸汽膜内层流层的热气体流动方向与圆柱体轴线垂直，在随后的冷却过程中，圆柱侧面和端面的下方都比上方冷得快一些。右端面于30.24秒完成其交界线扩展过程。圆柱侧面于47.88秒完成其交界线扩展过程。最后消失的蒸汽膜位于圆柱轴向中段偏上部位。表6对比了平放和垂直放置两种方式在冷却效果上的差异。
4.3 斜放圆柱的试验结果与分析 图19和20分别是斜放圆柱冷却过程的照片和交界线扩展图。斜放圆柱倾斜约10o。斜放的目的是避免底部出现气体堆。在这种放置方式下，侧面蒸汽膜内层流层中热气体的流动方向与圆柱轴线有约10o的交角。约在入油后19.5秒，第一个超前扩展点出现在底部棱边的最下端。入油后35.0秒，在上部端面边缘产生了第二个超前扩展点。由于热气体向上流动的加热作用，上方的蒸汽膜向下扩展速度较慢。入油50.40秒，最后一片蒸汽膜消失在圆柱高度的3/4部位。
为在底面蒸汽膜内产生热气体的层流层，圆柱有一个倾斜度。从试验结果看，这个目的是得到了。没有了气体堆，圆柱完成交界线扩展的冷却时间为50.4秒。比垂直竖放时缩短了约10秒。 五 倒立气体堆的形成、特点与防止方法 
图21 台阶试样入油24.0秒时的照片 Fig.21 A picture taken at 24.0 seconds after the stepped sample was quenched in oil 为形成较大的倒立气体堆，采用了一个底座直径70mm的台阶形试样，如图21所示。试验目的是观测水平向下表面上倒立气体堆的形成与演变过程。 5.1 台阶试样的试验结果 首先是正放试验。试样由上、中、下三个不同直径的圆柱组成。正放时，按朝向划分，它包含大、中、小三个垂直侧面，大、中、小三个水平向上表面，和一个水平向下表面（底部表面）。因为没有对底座以下部分录像，只能凭底座以下倒立气体堆脱离底座表面的时刻来判断最后一片蒸汽膜消失的时间。这个时间是从入油冷却算起60.36秒。因为顶部的圆柱直径太小而不便画图，只讨论中、下两个圆台侧面的冷却进程。 
图22 台阶试样正放时的交界线扩展图 Fig.22 The spreading pattern of the demarcation line on a straight stepped sample 图22是其交界线扩展图。我们看到，最早的超前扩展点于入油后约18.3秒出现在底座圆台的上部边缘。然后，交界线向下扩展。到约32秒，从底座圆台正面已看不到交界线。在中间圆台上，最早的交界线于24.88秒前出现在其上部边缘。随后，该交界线向下方扩展，到约34秒才完成在中间圆台表面的扩展过程。这样，在能观测到的部分，最早出现超前扩展点的时间和最后一片蒸汽膜消失的时间就分别是18.32秒和60.36秒。二者之差，也就是总的交界线扩展时间为42.04秒。中段圆柱直径小于底座圆柱，其高度也小于底座圆柱。按厚度大小判断，最早的超前扩展点应当从中段圆柱上产生。实际却不是这样。这是冷却过程中，蒸汽膜通过层流层向上输送热量的结果。 然后是侧放试验。图23和24分别是它的摄像照片和交界线扩展图。侧放的台阶试样上只有垂直、倾斜向上和倾斜向下三类表面。这三类表面都能获得较快的冷却进程。因此，最后一片蒸汽膜的消失时间应当比上述正放的要早。这个时间是入油后34.96秒。比正放时提早了25.4秒。可见，对此台阶试样，侧立也比正放好。
5.2 倒立气体堆的形成机理与演变过程 在水平向下表面上形成孤立蒸汽膜区之后，蒸汽膜的厚度会迅速增大而成为气体堆。气体堆的底部平面朝上，而顶尖部朝下。位于上方的气体堆底面，是由交界线围起来的底部区域。图25(a)是入油50.68秒时的气体堆照片(局部图)。图25(b)是入油55.24秒时的柱状气体堆照片。其中，试样底部以下靠中心附近都能看到稍显发亮的气体堆。
图26 气体堆的演变过程 Fig.26 The evolution process of the upside-down heap of gas 粗略测量了不同时间气体堆的尺寸，作成图26，它可以表示气体堆的演变过程。表7列出了图26中不同时刻气体堆底平面的直径及气体堆的最大高度。
下面将参照图26和表7，讲解水平向下表面上倒立气体堆的形成机理和演变过程。在水平向下表面的孤立蒸汽膜区内，除蒸汽膜表面部分外，内部气体都不能发生流动[1,2]。蒸汽膜所在表面主要靠介质气体的热传导和试样表面的热辐射来散热。气体的导热系数很小。气体堆具有远大于普通蒸汽膜的厚度。热传导的热量与气体层的厚度成反比。孤立的蒸汽膜区出现于淬火冷却的后期。此时，试样表面温度已经较低。继续冷却，试样表面温度还会降低。物体热辐射的能力与其热力学温度的4次方成正比。所有这些因素都使倒立气体堆的散热速度变慢。因此，倒立气体堆覆盖的试样表面冷却得非常之慢。 
图27 水平向下表面上倒立气体堆的形成机理 Fig.27 Analysis on the formation theory of an upside-down heap of gas 由于上述原因，冷却过程中，在气体堆内挨近气液界面的部位，新产生的介质蒸汽不会很多。随着冷却的进行，还将越来越少。新的蒸汽产生于接近试样的气液界面。一般说，气液界面上始终发生着蒸汽与液体之间的相互转化。能使蒸汽的净量增加的是吸热过程。因此，在蒸汽量增加的部位，通常会使该处的气体温度降低。这部分温度较低的蒸汽因其密度较高，会沿着气液界面向远离试样表面的下方流动，如图27中的箭头所示。这些较冷的气体向下流动到与内侧的气体温度基本相同的部位时，流动的驱动力即行消失。流动很快会停下来。这些气体不可能混入已有的气体堆内，而只能从下面顶在上方温度更高的气体之上。这就是其中的气体堆积过程。 除了新产生的气体外，气体堆内已有的气体的冷却也发生在挨近气液界面的部分。这些部位冷却下来的气体也会沿着倾斜的边界向下流动。其流动情况也可用图27表示。 从上方源源不断流动下来的蒸汽会向下堆砌成我们看到的倒立的气体堆。因为基础有限，气体越多，就堆积得越高。试设想，此刻在美国正有人用铁锨堆沙子。对我们来说，沙堆总是向下增高的。这与气体堆的形成过程非常相似。由于这个原因，本文把它称为“倒立气体堆”，简称为“气体堆”。值得一提的是，能够形成倒立的气体堆，气液界面张力的作用功不可没。堆内的气体是靠该气液界面的表面张力约束在一起的。因此，可以推知，所用介质在该条件下的界面张力的大小，对倒立气体堆的形成和特点应当有一定的影响。与此同时，在气体堆的尖端附近，由于得不到足够的热量供给，气液界面上发生的将是净的气体液化过程。它是使气体堆内介质气体减少的放热过程。无疑，这一放热过程对气体堆的形成与长期存在有重要作用。 从纵向看，倒立的气体堆内，在任何部位的垂直方向上，气体的温度总是上部高于下部。从横向看，在倒立气体堆的任何一个水平截面上，气体的温度总是靠中心部分高，离中心部分越远温度越低。 交界线围成的圆形区域，为气体堆的存在提供了立堆之地。冷却中，底部表面上的交界线始终在向前扩展，因此，气体堆存在的基础总是在不断缩小。以S表示该基础的面积。交界线移动速度快，S就减小得快。相反，交界线移动速度慢，S也缩小得慢。 选定某一时刻，设此后的Δt时间内，在气体堆内挨近试样表面部分，通过使液态介质蒸发而净增加的气体的量为m1。而与此同时，在离开试样表面较远的气液界面附近，因蒸汽被液化而使气体净减少的量为m2。二者之差m1－m2＝Δm。那么，Δm?0时，气体堆的体积会增大；Δm<0时，气体堆的体积会减小。为讨论问题更直观些，以气体堆的体积增量ΔV代替Δm来讨论气体堆的演变过程。 冷却过程中，ΔV和S在不断变化，而它们的相对大小关系，就决定了气体堆的形状和大小。ΔV?0，气体堆的高度必定增大。因为S在不断缩小，即便到了ΔV<0的初期，气体堆的高度也还会继续增大。ΔV?0时，交界线移动速度越快，气体堆的高度增大得也越快。一般说，气体堆高度经过一个最大值后，会减小。到蒸汽膜区消失时，气体堆内残存的气体没有了立堆之地，就成为飘荡的气泡。如果交界线的移动速度不够快，气体堆的高度减小到当时的表面温度能够支撑的蒸汽膜厚度之时，气体堆就成了普通的表面蒸汽膜。用这样的分析方法，不难解释图26中气体堆的演变过程。 作为蒸汽膜区的边缘，交界线不容易被周围流动的介质推动。这也是形成和保持倒立气体堆的条件。 倒立气体堆的存在对减小蒸汽膜内气体热传导的作用究竟有多大？可作一个粗略的估算。不久前我们测量了60SN基础油中蒸汽膜的厚度。测量结果，在完整蒸汽膜阶段，蒸汽膜的平均厚度在0.12～0.04mm之间[9,10]。在完整蒸汽膜消失之后，才能形成孤立的蒸汽膜区，我们估计，刚成为孤立蒸汽膜区时的最大蒸汽膜厚度不会超过0.03mm。按表7中冷却到第48秒时的气体堆高度5mm计算，在气体堆覆盖的单位面积上，通过热传导散失的热量将减小到正常蒸汽膜厚度时的0.0006倍！因此，可以把气体堆看成试样表面的隔热层。 圆柱体的直径越大，完成底部交界线扩展需要的时间就越长。上方的圆柱体越高，需要散失的热量就越多，底部交界线移动速度就越慢。气体堆的宽度和最大高度也将随之增大。因此，工件尺寸越大，倒立气体堆妨碍底部表面散热的作用也越大，影响时间也更长。 5.3 热处理现场对付气体堆的办法 
图28 垂直淬火的轴类下端预留斜坡以防止产生气体堆 Fig.28 An inclined slope is preserved under axles in vertical cylinder workpiece to prevent formation of upside-down heap of gas 将底面倾斜放置，就不会出现倒立气体堆。这是最简单的办法。对于必须垂直竖放淬火的圆柱体工件，可在其最下端留一个很小的斜坡，比如不超过10o的斜坡，如图28所示。有了这个斜坡，底面上就不会形成气体堆。待到回火之后，再把多余的端头部分加工掉。 对于平放淬火的管类工件，管内下方蒸汽膜内的热气体将通过层流层向正上方的表面蒸汽膜内流动。正上方是层流层的尽头，不断流上来的热气体将汇聚在那里。管的两端冷却得最快，总是先完成其交界线扩展过程。因此，水平淬火的管件内，特别容易形成倒立气体堆，如图29所示。因为气体堆与钢管相连接的部分是难以被推动的交界线，即便管内有介质流动，也难以消除这种气体堆。 
图29 平放钢管内的倒立气体堆 Fig.29 The upside-down heap of gas inside a horizontally placed steel pipe 根据倒立气体堆的特点，有两种办法可能消除管内气体堆。其一，把管内的介质流出端向上抬起一定高度，通过形成热气体的层流层，使热气体以气泡的形式从抬高的一端跑掉。其二，在管件一端抬高的同时，使钢管绕其轴线以一定速度旋转。旋转能使气体堆失去其堆放的基础，成为随意游荡的气泡。大气泡再被流动的介质冲走。 转动的办法能获得更均匀的冷却效果。 六 冷却过程中的“相对厚度变化”和“对称关系缺失 ” 行业内有这样一些认识:“在淬火冷却过程中，球体试样上的温度分布总是心对称的”、“球体表面上不同部位的冷却效果始终是相同的”、“正方体试样上六个正方形表面都能获得相同的冷却进程”等。可以把这样的认识转换成“淬火冷却过程中，工件上具有相同厚度的部分之间的温度差始终为零”。事实上，行业内的很多做法都建立在这种认识的基础之上。 在我们的试验中，观测记录下来的只是试样表面的交界线扩展过程。前面谈到，交界线只能近似地代表试样表面的T0等温线。本文以交界线扩展过程代表试样表面的冷却进程。因此，本文讨论的冷却效果只是试样表面T0等温线的变化过程所能反映的冷却效果。 与传统看法相比，在我们做过的所有试验中，试样上不同部分的冷却快慢都发生了不小的偏离。从实际效果上看，偏离可归成两类。一类是使外形尺寸决定的有效厚度发生了相对变化；另一类是使工件上外形对称的部分得不到具有相似对称关系的冷却效果。下面将分别讨论这两类偏差的产生原因与特点。 6.1 冷却过程中的相对厚度差及其变化规律 从实际效果看，使冷却进程减慢相当于使工件的厚度增大；而使冷却进程加快则相当于使厚度减小。因此，可以把蒸汽膜内气体的流动规律和中间阶段特性在冷却过程中的作用，看成是使工件不同部位的厚度发生了相对变化。这种相对厚度变化的产生原因和影响规律如下。 相对高度的影响――同一表面上，所处位置越高，冷却得越慢，相对厚度也就越大。工件表面一旦形成了蒸汽膜，这一影响就开始起作用。完整蒸汽膜破裂后，这一规律仍然在残存的蒸汽膜区起作用。 表面朝向的影响――水平向上表面冷却得最快，可认为其相对厚度最小。垂直表面和倾斜表面冷却得稍慢，相对厚度较大。而水平向下表面冷却得最慢，相对厚度最大。这一规律在所有被蒸汽膜覆盖的表面上都起作用。这一规律可用来确定工件的放置方式。 离超前扩展点远近的影响――离超前扩展点越近，冷却得越快，相对厚度越小。在其它条件相同时，这一规律的作用相当大。 交界线到达先后的影响――交界线先扩展到的部位冷却得快，相对厚度小；后扩展到的部位冷却得慢，相对厚度就大。在本文的所有试验中，这一规律都起了作用。 交界线移动速度快慢的影响――交界线移动速度越快，工件冷却得也越快。或者说，工件上相对厚度就越小。这是上两条规律的延伸，可用于淬火介质的选择、使用和新产品开发。 试样上任何部分的实际冷却效果都是以上诸多因素共同作用的结果。相同作用的因素使影响加大。相反作用的因素相互抵消会使影响减小。比如，按蒸汽膜内气体的流动规律，多数垂直表面上蒸汽膜最后消失的部位应当在该表面几何中心的上方。但是，在正方体正放时的交界线扩展图（图7）中，垂直表面上蒸汽膜最后消失的部位却刚好在该表面的中心附近。产生这一冷却效果的原因是，该正方形表面的上方是水平向上表面，而其下方却是水平向下表面，二者的相对厚度差使外形尺寸上的正方体变成了上小下大的“相对锥体台”。锥体台侧面上最后消失的蒸汽膜区应当在其几何中心之下。由于本试样尺寸和其它条件上的原因，使这两个相反的作用几乎相等。其结果，蒸汽膜最后消失的部位刚好在其外形尺寸决定的几何中心附近。 一般说，研究相对特性，都应当选定一个参考原点，以便用其相对值来讨论问题。但是，不管原点如何选取，相对差总有其绝对值。鉴于此，在后面的讨论中，本文常常采用“相对厚度差”。采用相对厚度差可以直接使用像表2到表5中的冷却时间上的差值，来表示不同表面之间的相对厚度上的差异大小。时间差异越大，二者的相对厚度相差也越大。 在前面的试验结果中我们看到，由于相对厚度的变化，在具有相同外形尺寸的部分（包括表面）之内，有的部分变“厚”了，有的部分变“薄”了。同一试样上，具有更大外形尺寸的部分和具有更小外形尺寸的部分也会发生这样的相对厚度变化。不难推知，在试样冷却过程的某个时期，一方面，在外形尺寸相同的某部分中，相对厚度大的部分的相对厚度有可能超过更大外形尺寸部分中某些部分当时的相对厚度。另一方面，其中相对厚度较小的部分，其相对厚度又可能小于更小外形尺寸部分中某些部分当时的相对厚度。淬火冷却中，工件上由外形尺寸决定的有效厚度关系就这样被打破了。值得提出的是，由于出现超前扩展点有一些随机性[3]，上述相等厚度差的大小和分布也应当在一定范围内有它的不唯一性。 红热工件浸入淬火介质之前的相对厚度差为零。工件冷却到内外温差为零时的相对厚度差也为零。这说明，上面谈到的相对厚度是淬火冷却中产生的，也在同一淬火冷却过程结束时消失。因此，上述相对厚度指的是淬火冷却过程中变化着的有效厚度。于是，我们认为，如果继续用“有效厚度”来决定工件上不同部分的淬火冷却快慢，我们面对的应当是显著偏离其外形尺寸，而且大小是变化着的“有效厚度”。在水性和油性介质中淬火冷却时，问题的复杂性就在于此。在分析工件的淬火冷却问题时，行业内不妨用此“变化着的相对厚度”来代替使用已久的由外形尺寸决定的、始终不变的“有效厚度”。 6.2 形状对称的工件得不到相似对称关系的冷却效果（对称关系缺失） 按传统的有效厚度观念，在水性和油性介质中淬火时，工件外形上具有对称关系的部分，都应当获得具有相似（或者相关）对称关系的冷却效果。可以把二者之间的这种联系称为冷却效果上“对称性的继承”。此前，没有人对此提出过怀疑。 对整个工件而言，表面外形上的对称性包括：不同表面之间的对称性、各表面内的对称性、棱边上的对称性，以及尖角的对称性等等。下面将参照本文的试验结果，检验该表面对称性是否在冷却效果上被继承了下来。 首先研究球体试样冷却效果的对称性。因为整个球体表面都具有相同的有效厚度，其对称的冷却效果应当包括：在冷却的任何时刻，球体上所有的等温面都是以球心为中心的球面。因此，球体表面的蒸汽膜应当在同一时刻一起消失。实际情况是不是这样呢？答案是否定的。大量试验表明，我们不可能使球体上的蒸汽膜同时消失。在图3中看到的是以过球心的垂线为中心的不同高度上的表面等温线。而这是球体在水性和油性介质中可能获得的对称性最好的冷却效果了。其它情况获得的对称性都将更少。 接下来看正方体试样的试验结果。在此只比较同一试样上6个不同正方形表面完成交界线扩展的时间是否相同，以及表面上最后消失的蒸汽膜是否在各表面的中心。本文用“偏心度”作为后一个对称性指标。把偏心度定义为偏离所在表面几何中心的距离与该偏心方向上从几何中心到表面边界的距离的比值。因此，最大偏心度为1；而不偏心时的偏心度为0。显然，只有所有对称表面的冷却时间基本相同，而且偏心度又都接近零时，才算获得了相似对称特性的冷却效果。用试验获得的数据列成表8。可以看出，三种放置方式都没有获得相似对称性的冷却效果。
相比之下，侧立和顶立两种放置方式的冷却时间都比较接近。同时，虽然都很偏心，但偏心的程度都相差不很大。但是，正放时不同表面完成交界线扩展的冷却总时间竟然相差一倍，而两种非正放方式的却相差无几。凭这些数据，我们也可以说：斜放远比正放好。 再简略地比较一下圆柱体试样的冷却效果。从几张交界线扩展图中看到：当垂直正放时，圆柱上下两个端面完成蒸汽膜扩展的冷却总时间相差约一倍。仅此一项就可以评定它的冷却效果没有对称性。当水平放置时，试样上冷却最慢的部分总是偏上，因此冷却最慢的部位都明显偏离了圆柱中心轴线。倾斜放置时，冷却最慢的部位向上偏离圆柱几何轴线，偏心度约达0.5。因此，这三种放置方式都没有获得对称性相似的冷却效果。 由于相对厚度差有它的不唯一性，工件的对称关系缺失情况也应当在一定范围内有它的不唯一性。 在形状更复杂的试样上，蒸汽膜内气体的流动和交界线借用情况也必然更复杂。因此，不难推知：其它形状复杂的试样，更不可能获得与其外形对称性相似的淬火冷却效果。 综上所述，我们可以得出这样的结论：浸在水性和油性介质中淬火的工件，都不可能获得与其外形对称性相似的对称的冷却效果。 七 本研究结果在热处理相关领域中的可能用途 浸在水性或者油性介质中淬火的工件，都会遇到上面提出的问题。因此，本文的研究结果，在相关的生产、检测和计算工作中都有一定的应用价值。篇幅有限，只简要提及。 7.1 在热处理生产中的应用 排放要淬火的工件时，应当使主要表面成为水平向上表面、倾斜表面或者垂直表面，而不应成为水平向下表面。在推测可能的淬火硬度分布时，建议考虑本文所述相对厚度的变化规律。 7.2 在分析和解决淬火变形问题中的应用 应当把蒸汽膜内气体流动规律和中间阶段理论的影响也考虑进去，而不能只看工件外形尺寸所决定的厚度大小关系。 7.3 在残余应力测定与淬火冷却过程计算机模拟中的应用 由于冷却过程中存在相对厚度变化和由它所引起的对称关系缺失，不难推知：在水性或者油性介质中淬火冷却时，外形对称的工件都难以获得具有相似对称性的温度场、内应力场、组织转变顺序等，因此也不可能获得具有相似对称关系的淬火残余应立分布。 我们认为，在所建立的数学模型中未考虑上述相对厚度变化和由它引起的对称关系缺失，是当前宏观残余应力检测技术和淬火冷却过程计算模拟方法中可能存在的一大缺陷。比如，在残余应力的检测和计算方法中，通常都认为：具有对称外形的试样，都能获得具有相似对称关系的宏观残余应力。因此，才产生了用切削或者腐蚀的办法逐层剥离来检测残余应力的机械测定法。即便在用X射线测量残余应力时，也采用了由外到内的逐次剥除技术[11]。鉴于以上原因，我们认为：现今书刊上介绍的这类淬火残余应力分布特性和有关的影响规律可能是不够正确的。淬火冷却过程的计算机模拟计算中也可能存在这些问题。 参考文献 1. 张克俭，蒸汽膜内气体的流动规律（一），热处理技术与装备[J]，2008，29(4):5 - 9. 2．张克俭，蒸汽膜内气体的流动规律（二），热处理技术与装备[J]，2008，29(5):11 -16，20. 3. 张克俭、王 水、郝学志，液体介质中淬火冷却的四阶段理论，热处理技术与装备[J]，2006,27(6):14 - 25. 4. 张克俭、王 水、郝学志，交界线借用挑战有效厚度观念 ，热处理技术与装备[J]，2007, 28(3), 23－28. 5. 张克俭、王 水、郝学志，超前扩展点的诱导，热处理技术与装备[J]，2007，28(4):14－18. 6. 张克俭、王 水、郝学志，隔离堤法的提出与实验验证 ，热处理技术与装备[J]，2007，28(5):6－13. 7. 张克俭，沸腾冷却区的宽度及其传达的信息，热处理技术与装备[J]，2007，28(6):10－16. 8. 张克俭，淬火介质的冷却特性曲线究竟说明了什么 ，热处理技术与装备{J}，2007，28(2):25－28. 9. 张克俭、王 水、郝学志，吊重法测蒸汽膜厚度 ，热处理技术与装备[J]，2008，29(1):18－24. 10. 张克俭、王 水、郝学志，吊重法测蒸汽膜厚度 ，热处理技术与装备[J]，2008，29(2):15－19. 11. （日）米谷 茂著，朱荆璞，邵会孟等译，残余应力的产生和对策[M]，北京，机械工业出版社，1983. |
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