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淬火冷却过程控制中的新认识与新技术张克俭 北京华立精细化工公司 (102200) 发表于《金属热处理》2010年第10期 摘要：列举了行业内关于油与水性介质中淬火冷却方面的8种错误认识和错误做法。简单介绍了四阶段理论和蒸气膜内气体的流动规律及其对工件冷却快慢与冷却均匀性的影响。然后，介绍了用这些新知识开发出的10项可用于控制淬火冷却过程的新技术和新认识。它们是：1.交界线借用技术；2.超前扩展点的诱导技术；3.倒立气体堆；4.工件正放与斜放的不同冷却效果；5.阻止交界线扩展的隔离堤技术；6.表面冷却过程的五种图线表述方法；7.外形对称的工件得不到具有相似对称关系的淬火冷却效果；8.两种蒸气膜厚度测试方法和测试结果的对比；9.淬火介质的冷却特性曲线不是探棒表面的冷却信息；10. 应当向用户提供介质的哪些冷却特性信息。 关键词：热处理；淬火冷却；液态淬火冷却介质；冷却曲线 New Cognitions & Techniques about Control of Quenching Cooling Process Zhang Ke-jian Beijing Huali Fine Chemical Co., Beijing 102200, China Abstract: Firstly, eight wrong ideas as well as some improper methods in the field of quenching when using quenchants like oil or water are presented here. Then the four-stage theory, the law of gas flow in vapor blanket and their influence upon the cooling rate and evenness of work pieces are discussed. Afterwards, new techniques and cognitions developed from the studies above to be used in the process of quenching cooling are presented as follows: 1.The technique of borrowing of demarcation line; 2. the induction of the hyper-spreading spot; 3.Upside down heap of gas; 4. Different cooling effects for work piece placed in a straight way or in an oblique way; 5. The technique of isolation dike to stop demarcation line spreading; 6. Five methodologies of sketches or curves of surface cooling process; 7. No similar symmetrical quenching cooling effects can be attained for work pieces with symmetrical forms; 8. Comparison between two measure methods for the thickness of vapor blanket and their results; 9. Cooling curves of quenching media are not the cooling information of the surface of the test probe; and 10. What cooling information about quenching media should be presented to users. Key words: heat-treatment; quenching; liquid quenchants; cooling curve 大多数工件在油或者水中淬火。由于工件表面上的散热机理相当复杂，生产中采用的冷却技术还只是些现场经验。通常，经验性的东西难免有错误不当之处。经过对油和水中淬火冷却过程的大量试验观测和分析研究，我们提出了水性和油性介质中淬火冷却过程的四阶段理论。用四阶段理论，我们发现了行业内对淬火冷却过程的一些错误认识和不当的做法，并提出了几项控制淬火冷却过程的专用技术。 1 淬火冷却技术中的几个错误认识 1.1 冷却特性曲线上的三阶段划分及其错误 “三阶段划分”指的是：在油（或者水性介质）的冷却特性曲线上，按图1所示的方法划分出蒸气膜、沸腾和对流三个阶段；把其中蒸气膜阶段结束之时的所谓特性温度说成是介质的Leidenfrost温度[1,2]。这种划分法的错误是明显的[3]。首先，该曲线是由位于探棒中心的热电偶测出的，与探棒表面散热机制的变化没有任何直接的关系。其次，Leidenfrost现象只是发生在表面的现象。常压下，水的Leidenfrost温度约为220℃，与图1中的约430℃相差甚远。 
图1 Φ25mm探棒中心的热电偶测出的95℃、流速为15m/min的水的冷却特性曲线 Fig.1 Cooling curve and cooling rate curve at the center of Φ25 mm diameter probe quenched with 95℃ water flowing at 15 m/min 1.2 有关蒸汽膜厚度及其变化规律的错误认识 蒸气膜有多厚？常见的热处理书刊上很难找到这方面的数据。我们找到的只有德国慕尼黑技术大学的H. M. Tensi等人用聚合物水溶液测量的结果：起初，蒸气膜厚度保持在0.35mm，到蒸汽膜破裂前增加到0.40mm[4]。 在冷却过程中，蒸气膜的厚度是逐渐增大的还是逐渐减小的？有些书上说起：起初蒸气膜的厚度逐渐（不断）增大，后来才减小[5,6]。行业内不少人认为：蒸汽膜阶段主要靠热传导来散热，图1中蒸汽膜阶段的冷却速度不断减小，正是蒸气膜厚度不断增大的结果。这种认识是错误的[7,8]。事实上，引起冷却速度不断减小的主要原因是探棒表面温度在不断降低，而不是蒸汽膜厚度的变化。 1.3蒸气膜内的气体是否发生流动？ 热处理书刊普遍认为：蒸气膜笼罩下的工件表面只以蒸气热传导和热辐射两种方式散热。或者认为：蒸气膜只起绝缘作用，蒸气膜笼罩时表面主要靠辐射散热[1]。这无异于在说：“蒸气膜内的气体是不发生流动的”。但是，这样的认识是错误的。 事实上，蒸气膜内的介质气体在按一定的规律发生流动。这种流动对工件不同部分的冷却快慢和冷却的均匀性有着相当大的影响。 1.4 表面蒸气膜是突然整体消失（破裂）的，还是分区域逐步消失的？ 冷却的三阶段划分容易给人以蒸气膜是突然消失的误导。有人认为，蒸气膜完全破裂后，探棒表面才开始泡状沸腾[9]。稍加考虑后多数人会认为：同一工件上，具有相同有效厚度的表面上，蒸气膜会同时消失。试验证明，这两种认识都是错误的。事实上，即便是一个球形工件，也总是在蒸气膜还有相当厚度时，先从一个“点”开始，而后，通过扩大非蒸气膜区的方式，使其它部分蒸气膜逐渐消失。 1.5 有效厚度相同的部分都能获得相同的冷却效果 这是行业内相当普遍的认识。用来检测淬硬效果的淬火试块，其大小就是按这一认识确定的。这种认识是错误的。后面将说明，除了按工件外形尺寸确定的有效厚度以外，表面的朝向、与相邻部分的大小和位置关系、离超前扩展点远近等，也能极大地改变特定部分的冷却快慢。 1.6 圆柱形工件的底端平面比顶端平面淬得更硬 一般认为，垂直淬火的圆柱形工件，其底端平面会比顶端平面淬得更硬。理由是：底端比顶端后出炉，而又先入淬火液，因此，入液时温度最高。底端周围的介质温度最低，这也能使底端冷得更快。淬火冷却中，底端介质的淹深（距液面的垂直距离）更大，在更大的液压下，蒸气膜厚度最小，冷却得也更快。这一认识是错误的。后面将介绍，根据蒸气膜内气体的流动规律，其水平向下的底端表面往往比顶端表面冷却得更慢。 1.7 外形对称的工件能获得具有相似对称关系的淬火冷却效果 没有资料明确指出有这一规律。也没有资料明确讲过不存在这一规律。但是，工厂从事热处理生产的人大多默认这一规律。建立数学模型，而后用电脑去计算油（水）淬火工件的冷却效果时，大多要依靠这一规律。用不同方法检测淬火工件的残余应力时，也依靠了这一规律。承认这一规律，似乎已是行业内的“共识”了。 我们近年的试验和研究表明，工件在油或者水中做整体浸淬时，不存在这一规律。也就是说：外形对称的工件不可能获得具有相似对称关系的淬火冷却效果。 1.8 用淬火变形试块能否评价淬火介质的抗淬火畸变能力 多年来，各种形状大小的所谓C形试块，被用来检测淬火介质的抗畸变能力[1，9]。但是，这种方法通常是不灵的。在了解了四阶段理论和蒸气膜内气体的流动规律之后；或者在认识到所用试块的冷却效果与工件的冷却效果之间没有可比性之后，很容易明白这种做法的错误所在。 2 四阶段理论和蒸气膜内气体的流动规律 这是5年来我们做过的两项研究。依据研究结果，发现了前面列举的几种认识的错误所在。为便于阅读后面的内容，先对这两项研究结果做一点简单的介绍。 2.1 四阶段理论简介[10] 一个直径60mm的球体，经过900℃的高温加热后，浸在基础油中冷却。图2是冷却过程的一组录像照片。经过大量的试验研究，我们提出了下面介绍的“四阶段理论”。
同一球体的表面，因为对应着相同的有效厚度，我们把它们称为具有相同等效厚度的表面。有人认为，浸在水或者油中淬火时，冷却到一定时间，球体上的蒸气膜会同时破裂。从图2可以看出，这一认识是错误的。试验表明，表面蒸气膜是在球体浸入介质的一瞬间形成的。在随后的冷却中，球体表面温度是不断降低的，因此，蒸气膜的厚度是不断减小的。由于存在不可避免的扰动，表面不同部位蒸气膜的厚度总在起伏变化中。冷到一定时间，当表面温度低于温度T0之后，在球体表面上一个很难预见的部位，起伏的蒸气膜突然与表面接触，并形成一小片沸腾冷却区。这是球体表面上蒸汽膜最早消失的部位。我们把这样形成的一小片沸腾冷却区称为“超前扩展点”。把产生超前扩展点处的球体表面温度记为T1。T1低于温度T0。把该沸腾冷却区与蒸气膜笼罩区的分界线简称为“交界线”。经过短时间的沸腾后，交界线便向蒸气膜笼罩区扩展。交界线扩展过程也就是蒸气膜区的缩小过程。在移动着的交界线之后，通常有一个不太宽的沸腾冷却区带。沸腾冷却区带随交界线一起向蒸气膜笼罩区移动。沸腾冷却区带通过之后，球体表面只以对流方式散热。交界线继续扩展，蒸气膜区会越来越小。最后一片蒸气膜消失时，交界线扩展就完成了。把最后一片蒸气膜消失处当时的表面温度记为T2。 把这一过程经历的几个表面温度和蒸气膜厚度的变化关系画在一张上，成为图3。图中T*点是按较高温度下蒸气膜厚度的走势外推出来的。T*点就是蒸气膜厚度为零时的表面温度。实际上，蒸气膜的厚度不会真正趋于零。因此，它只是一个虚拟的点。包括T*点在内，该图上共有4个温度点（值），据此，我们把该图简称为“四点图”。 
图3 蒸气膜阶段及其结束过程的四点图 Fig.3 Four-point curve for the stage of vapor blanket and the diminishing process of vapor blanket 球体有自己的直径，从出现超前扩展点开始，交界线移动速度越快，完成交界线扩展所需的时间就越短，T2温度也就越高。其结果，整个球体表面就能提早经历沸腾冷却过程。同时，T1离T0越近，表面开始沸腾冷却的温度也就越高，整个球体冷却得也就越快。因此，提高T1温度和提高交界线移动速度，都能提高球体（或者工件）获得的淬火冷却速度。相反，降低T1温度，减慢交界线移动速度，所产生的影响则是降低表面发生沸腾的温度。其结果，必然会减慢工件获得的淬火冷却速度。 我们看到，与图1所示的三阶段划分不同，实际球体表面的冷却过程多出了从T0到T*的一个冷却阶段。我们把新增加的这个阶段称为“中间阶段”。于是，球体（或者实际工件）上具有相同等效厚度表面的冷却过程变成为：完整蒸气膜阶段，中间阶段，沸腾阶段和对流阶段。这就是我们所说的四阶段。把新揭示的淬火冷却过程所遵从的规律称为“四阶段理论”。 对于工件表面上任何一个小到可以称为点的区域而言，其冷却过程都只经历三个阶段：蒸气膜、沸腾和对流。然而，对于有一定大小的球体，或者实际工件上具有相同等效厚度的表面部分而言，它们的冷却过程都一定要经历它的中间阶段；也就是说，都要经历四个冷却阶段。因此，需要用四阶段理论来认识工件的淬火冷却过程。 2.2蒸气膜内气体的流动规律[11－14] 研究表明，淬火冷却中由于受到高温表面的加热和气液界面的冷却，蒸汽膜内的气体要发生流动。这种流动属于气体的热对流。为了说明不同表面朝向时的流动特点，我们把表面朝向分成了5种基本类型。它们是：垂直表面、倾斜向上表面、倾斜向下表面、水平向上表面，和水平向下表面，如图4所示。表面朝向不同，蒸气膜内气体流动的特点也不同。蒸汽膜内气体不同的流动特点，又将影响到所处表面的冷却快慢和冷却的均匀性。 
图4 工件表面朝向的5种基本类型 Fig.4 Five basic types of the surface orientation of work piece 在完整蒸气膜笼罩期间，不管蒸气膜的朝向如何，蒸气膜内的气体都是连通的。在这种情况下，下方蒸气膜内的热气体总能沿着高温的工件表面向上流动。在淬火冷却中，棱边部位的蒸气膜往往先消失。其后便在工件上留下一个一个的孤立蒸气膜区，如图5所示。 
图5 完整蒸气膜与不同表面上的孤立蒸气膜区 Fig.5 Whole vapor blanket and isolated vapor blanket areaes on different surfaces 不管在完整蒸气膜笼罩期间，还是成为孤立蒸气膜之后，蒸气膜的朝向不同，内部气体的流动特点也不同。 在垂直表面的蒸气膜内，由于受到更强的加热，挨近高温表面的气体温度最高，比重最小。而那些离表面最远，也就是挨近气液界面的气体，总是温度最低，比重最大。由此造成的压力差迫使挨近工件表面的那部分气体向上流动。流动造成的空缺将由下方以及离表面稍远处的气体来补充。这样就造成了挨近表面连续向上流动的热气体流动。这是蒸气膜内气体流动中的层流层。由于从下方带走了温度最高的气体，这种热气体的层流对上方表面就有加热作用。对上方表面连续不断加热的结果，层流层的热气体流动就在垂直表面上造成位置越高，表面温度也越高的温度差。 工件表面形成热气体的层流层流动的同时，在蒸气膜内挨近气液界面，因而温度最低的那部分气体中，还可能靠气体的自组织而形成一段一段的，水平排布的循环对流层。它们的气体流动情况是：在每一条这样的循环对流层中，挨近气液界面的气体被液态介质直接冷却而不断向下流动。由此造成的空缺，由离气液界面稍远，因而温度稍高的气体，以及更上方的挨近气液界面的气体来补充。补充来的气体被液态表面冷却后，又会沿气液界面下降。经过系统的自组织，最终在蒸汽膜内的层流层之外形成一条一条的、形如斑马纹的循环对流层，如图6所示。这种循环对流能促进工件表面向液态介质散热，也有利于蒸汽膜向外排放气泡。 两种倾斜表面的蒸汽膜内，也存在上述形式的向上的层流层。因此，也会在这些表面上造成位置越高，温度也越高的温度差。二者的不同之处是，在倾斜向下表面的蒸汽膜内，层流层的流动更强烈，而循环对流层的流动较微弱。因此，很少有气泡排出。而在倾斜向上表面的蒸汽膜内，层流层的流动则较微弱，而循环对流层的作用更强烈。因此，排放气泡也就更容易。无疑，表面倾斜程度越接近垂直，层流层流动越强，循环对流则越弱。 
图6 垂直蒸汽膜内的循环对流造成了图上的斑马纹 Fig.6 Zebra-stripe on the picture caused by the circulation convection within the vertical vapor blanket 值得注意的是，沿层流层向上流动的气体，在达到工件的顶端并成为气泡排放出去之前，只会在工件上下部分之间制造温度差，而对工件对外散热却无贡献。与之相比，循环对流层却一直在将蒸汽膜内的热量传递给液态介质。 水平向上表面上没有层流层。因为没有了层流层，从工件表面到气液界面之间的循环对流就很强烈，向上排放气泡也最容易。因此，水平向上表面始终是冷却得最快的表面。 在完整蒸汽膜期间，水平向下表面蒸汽膜内的热气体可以从工件侧面边沿之外向上流动，从而进入上方的蒸汽膜内。当成为孤立蒸汽膜区时，温度最高的气体总是贴近上方的工件表面。温度稍低的气体因为密度稍大些，总是堆积在稍下方。而温度最低的气体，则沉降到最下方的气液界面上。于是，蒸汽膜内不再可能发生气体的对流。工件表面只能通过气体的热传导和表面热辐射向液态介质散热。新产生的介质蒸气也只能滞留在蒸汽膜内。积累的静态气体很快会形成一个倒立的气体堆。倒立气体堆的顶平面的边沿，是缓慢向中心移动着的交界线。交界线的移动使气体堆顶平面的面积不断缩小。其结果，水平向下表面的中心部位就成为工件上冷得最慢的区域。 3 淬火冷却控制中的新技术和新认识 依据四阶段理论和蒸汽膜内气体的流动规律，开发了几项可用于控制油或者水中淬火冷却快慢与冷却均匀性的方法。下面介绍这些方法和相关的新认识。 3.1 交界线借用技术[15] 图7比较了两种试样的外形大小。套在外面的试样，是边长20mm，长度70mm的长方体。我们把它简称为方形试样。里面的试样是两端为半球体的圆柱形试样，简称为圆头试样。按有效厚度计，方形试样稍大一点。经过同样的加热后，在油中做了淬火冷却，获得的交界线扩展图如图8所示。图中标注的数字是从试样入油起算的冷却时间（秒）。 
图7 方形试样和圆头试样的大小对比 Fig.7 Comparison of the sizes of square sample and bull-headed sample
方形试样在4秒之前出现超前扩展点，21秒完成交界线扩展。而圆头试样在近21秒时出现超前扩展点，到26秒才完成交界线扩展。虽然具有几乎相同有效厚度，方形试样比圆头试样冷却得快。 用四阶段理论容易解释它们冷却快慢不同的原因。因为边角处的有效厚度很小，方形试样上的8个尖角很早就冷却到了相应的T0温度以下，并出现了超前扩展点。挨近尖角的更厚大部位的表面温度，一旦降低到T0温度以下，就可以借用现成的交界线而进入其交界线扩展期。这就使试样冷得更快。 圆头试样上没有有效厚度特别小的部位，因此，需要相当长的时间才能使其两个端头表面冷却到T0温度之下。即便表面温度降低到了T0以下，靠气液界面的扰动来产生超前扩展点，也需要等待相当一段时间。这时，圆头试样表面温度已经相当低了。表面温度更低时的沸腾冷却过程较微弱。发生沸腾的时间也更短。其结果，圆头试样获得的冷却速度就慢了很多。 能够在更高的表面温度借用到交界线，是方形试样冷却更快的原因。因此，可以把“交界线借用”作为提高工件淬火冷却速度的一种方法来加以应用。 3.2 超前扩展点的诱导[16] 为了提高实际冷却过程中的T1温度，可以采用适当的办法在工件上诱导出超前扩展点。最早想到的办法之一，是在工件上焊一个很小的钉子。随同工件加热后，一同浸入淬火介质。小钉子能在极短的时间冷却到它的对流阶段，就把交界线推进到钉子与工件表面的相交部位。继续冷却，一旦钉子底部周围的表面的温度降低到了T0温度以下，等待已久的交界线便会向周围表面扩展。这就相当于诱导出了超前扩展点。图9是诱导锥诱导出超前扩展点的例子。采用的是同样的圆头试样。图中的两个黑点是诱导锥的位置。与图8相比，由于提早诱导出了超前扩展点，本来冷却得最慢的试样中段能够最早开始沸腾冷却。而且，整个试样完成交界线扩展的时间缩短到了18.5秒。 
图9 带两个诱导锥的圆头试样的交界线扩展图 Fig.9 The spreading patterns of demarcation line of bull-headed sample with two inducing cones 通常，自然超前扩展点的出现位置和出现时间有一定程度的随机不确定性。通过超前扩展点的合理布局，还可以消除这种不确定性。 除了诱导锥之外，还可以采用其它方法诱导超前扩展点。 3.3 倒立气体堆[13,14] 浸在油或者水中淬火时，水平向下表面的下方很容易形成倒立气体堆。产生倒立气体堆的原因已前面做了介绍。图10是出现在70mm直径的圆台形试样底平面以下的倒立气体堆。图11是该倒立气体堆的形成和缩小过程的示意图。
无疑，水平向下表面的面积越大，上方的工件越厚，形成的倒立气体堆也就越厚大。厚大而又静止的气体堆对底部表面散热的妨碍也就越大。 使底平面适当倾斜，就形不成倒立气体堆。 3.4 工件正放与斜放的不同冷却效果[13,14] 
图11 倒立气体堆的形成和缩小过程的示意图 Fig.11 Sketch for the forming and shrinking process of upside down heap of gas 过去，一般不主张将淬火冷却中的工件斜放。在研究了蒸汽膜内气体的流动规律后，我们认为：斜放不会在工件加热中引起超差的加热变形的前提下，采用斜放方式可以获得更快和更均匀的淬火冷却效果。图12是边长42mm正方体试样在采用正放淬火时，三种不同朝向表面上的交界线扩展图。采用的介质是60SN基础油。
在其它条件相同时，同样的试样又采用两种不同的斜放方式做了浸淬试验。第一种斜放方式是，一条棱边水平放置于最底端，而与其成体对角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表面，正好与水平方向垂直。本文把这种放置方式称为“侧立”。图13是侧立试样表面的朝向类型，以及冷却中各表面的交界线扩展图。
另一种斜放方式是，一个三面角的尖端放在最下端，而与之体对角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14是顶立试样表面的朝向类型，以及冷却中各表面的交界线扩展图。
对比不同放置方式下同一试样不同朝向表面完成交界线扩展所需的冷却时间，作成表1。容易看出，工件以斜放方式在油中淬火，冷却得更快而且更均匀。
3.5 阻止交界线扩展的隔离堤技术[17] 交界线借用有它的好处，也就可能有它的害处。因此，应当有防止交界线借用的方法。试验表明，放在交界线前进路上的隔离堤能阻止交界线的扩展。隔离堤的厚度只需几个毫米，高度须大于最大蒸汽膜厚度。放在工件表面上，隔离堤要能与表面紧挨在一起。图15是隔离堤起作用时的示意图。其中，上方的图处在完整蒸气膜时期。中间的图中可以看到从右边扩展过来的交界线。下方的图表明交界线被阻挡在隔离堤下。 
图15 平面用隔离堤的作用机理示意图 Fig.15 sketch map of how a dike works 试验表明，要起到阻止交界线扩展的作用，隔离堤与工件表面之间的间隙不能超过蒸汽膜厚度。围起来的隔离堤，只要两端封口处的间隙不超过1mm，就能阻止交界线通过。不管是随试样一起加热的热隔离堤，还是试样加热后再放上去的冷隔离堤，它们都可以起到隔离的作用。 可以用隔离堤把工件表面分割成不同的区域。然后，在需要加快淬火冷却速度的区域内诱导超前扩展点，以获得更高的淬火硬度。而在需要慢冷的区域，则能阻止外部交界线进入。由于划分出的区域不大，小区域内产生自然超前扩展点很不容易。其结果，出现自然超前扩展点时的表面温度会很低。该区域淬火获得的冷却速度也就会很慢。 3.6 球体表面冷却过程的五种图线表述方法[18] 一个底端带诱导锥，直径30mm的球体试样，加热后悬吊在透明程度很好的基础油中冷却。根据冷却过程的录像结果，可以画出反映表面冷却情况的多种图线。图16是油中冷却到28.5秒时的录像照片。图17是其交界线扩展图。
由于诱导锥在最下端，球体表面很光洁，以及其它冷却条件很均匀，扩展过程中的交界线始终保持在接近水平的位置上。这一结果使我们可以采用最少的图线来表述球体表面的冷却过程。由于同一球体表面都具有相同的有效厚度，也可以用它代表一般工件上具有等效厚度的表面。 从录像中可以确定任何时刻的沸腾冷却区的后边界。该后边界所在位置都具有相同的表面温度。我们用Tb＋代表这一温度。不同的介质有不同的Tb＋温度。把与交界线扩展图中相同时刻的Tb＋线画在另外一张图上，又可以获得该球体表面的Tb＋等温线变化图，如图18。 
图18 试验球体表面的Tb+等温线扩展图 Fig.18 The spreading pattern of the surface Tb+ temperature lines 试样上任何一个表面点的冷却过程，都有两个相同的特性：其一，在整个冷却过程中，表面温度都在不断降低。其二，不管是蒸气膜、沸腾和对流冷却，任何一种冷却机制中，工件表面的降温速度都是不断减小的。以这两个共同点为基础，利用图17和图18提供的信息，可以画出试验球体表面不同高度的冷却过程曲线图，如图19。不过，到目前为止，图19与图20都只是定性图线。 以图19为依据，又可以画出试样上不同高度表面的冷却速度曲线图，如图20。
最后一个图线是试验球体表面上蒸气膜区 、沸腾冷却区，和对流冷却区的面积比例图。通过测算面积，画成了这种图线，如图21。图中纵坐标表示面积百分比，横坐标是入液冷却的时间。图面的左上部是蒸汽膜笼罩区的面积比例。右下部是对流冷却区的面积比例。二者之间一个倾斜而又狭窄的带状区域是沸腾冷区的面积比例。求不同冷却方式所占表面积百分比的方法是：从横坐标上找到选定的那个时刻，并作一条垂线。该垂线被沸腾冷却区的上下边界分成上、中、下三段。其上段的长度（以纵坐标所示百分比标度计）是当时蒸汽膜笼罩区的面积百分比。中段为沸腾冷却区的面积百分比。下段为对流冷却区的面积百分比。 
图21 三种冷却方式所占表面积的比例随时间变化 Fig.21 Variation chart of the occupied surface area proportions of the sphere with three different cooling mechanisms 这5种图线可用来描述工件表面的淬火冷却情况，帮助寻找产生淬火冷却质量问题的原因，并在今后的精细淬火技术中用来设计淬火冷却的工艺方案。 3.7 外形对称的工件得不到具有相似对称关系的淬火冷却效果 综合前述试验结果，我们看到，在油或者水中浸淬时，外形对称的工件都得不到具有相似对称关系的淬火冷却效果。蒸气膜内气体的流动规律所引起的格外的温度差，以及四阶段理论所决定的温度差和一定程度的随机不确定性，是引起这一效果的原因。 油或者水中淬火工件产生的超差的淬火畸变，在很大程度上恐怕也与此现象有关。 3.8 两种蒸气膜厚度测试方法和测试结果的对比 我们用吊重法测定了蒸气膜厚度及其变化规规律[7,8]。之前有人用激光逆光摄影法测定了蒸汽膜厚度[4]。 以下对这两种不同方法所用的装置，以及各自的测量结果的正确性做一番对比。吊重法测蒸气膜厚度的原理：一个试样悬吊于水中，用吊称称出的重量等于试样本身的重量减去它所排开的水的重量。当试样表面包有一层蒸汽膜时，吊称称出的重量就会有所减小。减小的量正好等于蒸汽膜排开的水的重量，如图22。 
图22 吊重法原理示意图 Fig.22 Elementary diagram of floating weighing method 用这一方法，我们测试了具有足够大表面积的圆筒形试样完整蒸汽膜期间的重量，然后算出了相应的平均蒸汽膜厚度。测算结果，试样在基础油中冷却时，蒸汽膜厚度在0.12～0.04mm之间。在清水中冷却时，蒸气膜厚度在0.25～0.10mm之间。试样温度降低，蒸汽膜厚度总是不断减小的。 激光逆光摄影法测蒸汽膜厚度所用的装置如图23所示[4]。它只测定试样中间一个“点”的蒸气膜厚度。使用的介质是不同浓度的聚合物水溶液。测算出的蒸气膜厚度及其变化规律为：开始时，蒸气膜厚度为0.35mm。继续冷却中厚度会增大，蒸气膜破裂之前的最大厚度为0.40mm。 
图23 激光逆光摄影法测蒸汽膜厚度的装置图 Fig.23 Experimental setup of the laser technique for determination the vapor blanket thickness during immersion cooling(top view) 评价：吊重法简单可靠，测出的蒸气膜厚度变化规律是正确的。而后一种方法的装备成本高，计算过程复杂，测出的结果，特别是蒸气膜厚度变化规律是错误的。错误的结果可能来自测量方法不合理，包括忽略了一些重要因素的影响。从蒸气膜厚度不断增加的错误结论，不能不怀疑它测出的蒸气膜厚度值也有重大偏差。 3.9 淬火介质的冷却特性曲线不是探棒表面的冷却信息 当前，大部分工件在油性或者水性介质中淬火。在选择和使用油性和水性介质时，依据的主要是它们的冷却特性曲线。在不久前的文章中，研究过冷却特性曲线与探棒表面冷却过程的对应关系[3]。图24是50℃基础油的冷却特性曲线与当次检测过程的录像的对照图。图25是50℃快速淬火油的对照图。图26是60℃清水的对照图。 
图24 50℃的基础油的冷却特性曲线与探棒的录像记录 Fig.24 The cooling curves and the cooling process pictures of the test probe quenched with a base oil at 50℃ 
图25 50℃快速淬火油的冷却特性曲线和探棒的录像记录 Fig.25 The cooling curves and the cooling process pictures of the test probe quenched with a fast quench oil at 50℃ 
图26 60℃清水的冷却特性曲线和探棒的录像记录 Fig.26 The cooling curves and the cooling process pictures of the test probe quenched with water at 60℃ 对照曲线和录像结果，容易看出，探棒上发生的现象与冷却特性曲线上显示的冷却阶段之间实在找不到任何关联。其原因是，曲线显示的是探棒中心的冷却情况，而录像记录的却是探棒表面发生的变化。 淬火介质的冷却特性大多采用热电偶法来测量。因所用探棒的材质、形状大小和热电偶位置不同，又形成了不同的测量标准。标准不同，测得的冷却特性曲线也不同。出于对英寸和厘米，华氏温度和摄氏温度等换算关系的习惯，人们曾试图找出不同标准测出的冷却特性之间的换算关系。但是，这方面的努力都以失败告终。至今，热处理行业不得不面对这样一个事实：同一种淬火介质，用不同标准检测所得的冷却特性曲线之间，没有可比性。在此，“没有可比性”指的是不同标准检测出的冷却特性之间没有能通用的、有规律的换算关系。 以上述“不同标准检测出的冷却特性曲线之间没有可比性”这一事实为依据，如果把实际工件看成是具有不同材质、形状大小和热电偶位置的另一种探棒；那么，在一种淬火介质中淬火的工件所获得的冷却特性，与采用某种标准的冷却特性仪检测出来的同一介质的冷却特性之间也同样没有可比性。于是，可以得出结论：淬火介质的冷却特性曲线不能用来推算实际工件的冷却过程。 进一步，依据同样的推理方法，又可以得出下一个结论：所有标准方法检测出的冷却特性曲线与实际工件的冷却特性之间都没有可比性。 最后，依据同样的道理，还可以得出这样的结论：在同一淬火介质中冷却时，不同形状大小的工件的冷却特性之间，也没有可比性。 3.10 应当向用户提供介质的哪些冷却特性信息？ 根据四阶段理论和蒸气膜内气体的流动规律，本文认为，可以按两类不同的需要，提供两组不同的信息。 对于热处理现场制定淬火工艺与改进工件淬火质量的人，应当提供以下2种冷却特性信息：T0温度和交界线移动速度。这两个数据都不是介质单方面的特性，而是使用条件下介质与被淬火工件双方配对的特性。工件方面的相关特性至少应当包括工件的表面状况和材料的热学特性。有了这两个数据，现场工作者再通过自己的简单试验，便可以画出描述工件淬火冷却过程的，粗略定量的前述5种图线。依据这5种图线，便可以用经验的方法设计工件的精细淬火冷却工艺。 对先建立数学模型而后用电脑计算工件淬火冷却效果的人，这方面的要求则要多些。至少还应当包括以下3方面的信息： 1.在蒸气膜笼罩期间，表面温度和表面热流密度的定量关系； 2.在沸腾冷却期间，表面温度和表面热流密度的定量关系； 3.在对流冷却期间，表面温度和表面热流密度的定量关系。 用这些信息，就能找到工件上任何一个指定“点”的冷却信息，包括它在不同温度和不同时刻的热流密度值。不过，由于外形对称的工件得不到具有相似对称关系的冷却效果，有了这些信息，数学模型却不大容易建立。即便建立了，也很难求解。 我们正在进行这方面的研究，不久就能提供获得这两类信息的全套技术和方法。 参考文献 [1] ASM HandbookTM,Vol.4 Heat Treating[M], SAM International,1991：68，69,100. [2] Totten G E, Bates C E, et al. Handbook of Quenchants and Quenching Technology[M]. ASM International, 1993 ：70. [3] 张克俭. 淬火介质的冷却特性曲线究竟说明了什么[J]. 热处理技术与装备，2007，28(2)：25-28. [4] Lainer L, Tensi H M. Determination of Vapor Film Thickness During Immersion Cooling in Aqueous Polymer Solutions [C]. Proceedings OF THE Second Conference on Quenching and the Control of Distortion, Cleveland, 4-7 Nov, 1996, Ohio, 75-82. [5] 吕以太. 淬火介质[D]. 北京：中国农业机械出版社，1982: 9，10. [6] 胡光立，谢希文. 钢的热处理（原理和工艺）(M0). 西安：西北工业大小出版社，1993：172. [7] 张克俭，王水，郝学志. 吊重法测蒸汽膜厚度（1）[J]. 热处理技术与装备，2008，29(1): 25-30. [8] 张克俭，王水，郝学志. 吊重法测蒸汽膜厚度（2）[J].热处理技术与装备，2008，29(2)：15-19. [9] 王运迪. 淬火介质[M]. 上海: 上海科学技术出版社，1981: 5，7，170. [10] 张克俭，王水，郝学志. 液体介质中淬火冷却的四阶段理论[J].热处理技术与装备，2006, 27(6):14-25. [11] 张克俭. 蒸汽膜内气体的流动规律（一）[J]. 热处理技术与装备，2008，29(4): 5-9. [12] 张克俭. 蒸汽膜内气体的流动规律（二）[J]. 热处理技术与装备，2008，29(5):11-16，20. [13] 张克俭，王水，郝学志. 淬火冷却中工件的正放与斜放（一）[J]. 热处理技术与装备，2009，30(1): 25-30，43. [14] 张克俭，王水，郝学志. 淬火冷却中工件的正放与斜放（二）[J]. 热处理技术与装备，2009，30(2): 9-17. [15] 张克俭，王水，郝学志. 交界线借用挑战有效厚度观念[J ] .热处理技术与装备，2007，28（2）：25-28. [16] 张克俭，王水，郝学志. 超前扩展点的诱导[J]. 热处理技术与装备，2007，28(4):14-18. [17] 张克俭，王水，郝学志. 隔离堤法的提出与实验验证[J]. 热处理技术与装备，2007，28(5): 6-13. [18] 张克俭. 淬火冷却中球体表面冷却过程的几种图线表述方法[J]. 热处理技术与装备，2009, 30(6): 9-15. |
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