對于傳熱動力學，熱流密度數據的最重要特性是從探頭浸入到達到最大流密度（tQmax ) 所用的時間。礦物油的tQmax 值是14s，而 PAG 溶液的是72s。PAG 測試提供了一個預冷淬火的例子。
由于熱流密度是對真實傳熱的測量，兩種淬火冷卻介質“表面下1. 5mm和表面”的曲線，圖1 b）的對比就顯得令人關注。對于油淬，Q從200kW/m2 增加到其最大值 2600kWm2只需要 12.5s，而Q降回200kW/m2 需要35s。對于聚合物溶液淬火，Q從200kW/m2 增加到其最大值2250kW/m2 所需時間增加至67s~5.4min， 但Q降回200kW/m2僅需23s~1.5min。
這些數據清楚地顯示了這兩種淬火過程之間傳熱動力學的明顯差異。油淬的特點是從一開始就迅速冷卻，而 PAG 溶液淬火的特點是吸熱過程中長時間的相對緩慢冷卻，以及隨后在聚合物膜破裂后出現的溫度驟然升高。這反映了冷卻速度顯著的不連續改變，對淬火中鋼制品行為轉變的有特定的影響。
探頭的三個熱電偶的冷卻速度隨表面溫度變化的曲線如圖2 所示，圖2 a）為在礦物油中冷卻，圖2 b）為在25%的 PAG 溶液中冷卻。注意：PAG 溶液淬火的最大冷卻速度出現在探頭表面以下1. 5mm處。觀察在表面下1. 5mm處用熱電偶測得的PAG溶液的冷卻曲線，見圖2 a)，該曲線在570℃處的斜率有明顯改變，反映了冷卻速度的不連續改變。
1.2 可展示的溫度場
用在Liscic/Nanmac探頭一半長度的橫截面處測量的溫度計算隨時間變化的傳熱系數值，開發了一個二維傳熱計算機程序，來計算淬火期間的溫度場，這一程序可用來產生淬火過程中傳熱動力學的圖形顯示。以一個不銹鋼試樣（Φ50mm×200mm) 為例，將其分別淬入礦物油和25%的PAG 溶液中后16s、42s、88s和120s的圖形如圖3 所示。這些圖形更加清楚地顯示了兩種淬火間傳熱動力學的顯著差異。
需要強調的是，對于相變動力學，關鍵的是A1 溫度以下的冷卻速度，而不是從奧氏體化溫度到A1 的冷卻速度。例如，對于 AISI 4140鋼，A1 溫度是730℃，根據圖3 分析半長度處橫截面的中心與表面之間的平均徑向溫度梯度，結果見表1 。
▼表1 試樣中心與表面的平均溫度梯度
可從這些值和計算的溫度場（圖3 ) 得出以下信息：
1) 對于具有連續冷卻速度的常規鋅火（礦物油測試）， 試樣中心在關鍵溫度范圍（700℃ 降至400℃) , 即42~88s 之間的冷卻過程中出現了一個下降的溫度梯度，也就是說，出現一個從中心到表面不斷下降的熱流密度。一旦表面溫度下降至一個低值（約200℃, 88s后）， 由于工件表面和周圍淬火液之間的溫差很小，傳熱基本上停止了。這種傳熱動力學造成了一個常規的硬度分布：中心的硬度大幅低于表面的硬度。
2) 對于冷卻速度不連續變化的預冷淬火（25%的PAG 溶液測試）， 試樣中心在關鍵溫度范圍（750℃降至600℃) , 即42~88s之間的冷卻過程中出現了一個增長的溫度梯度，也就是說，從中心到表面熱流密度逐漸增加。結果是中心硬度增加至高于表面硬度，可稱為逆淬火。
2 冶金方面
將奧氏體化的工件浸入淬火介質時，開始了兩個不同的過程：放熱（熱力學過程）和微觀結構轉變（冶金過程）。實際上，沿橫截面半徑的每個點的微觀結構轉變發生的時間點并不同，當各點處溫度降至A1 時才開始（依TTT圖的規律）轉變。開始轉變的時間取決于橫截面的尺寸和淬火冷卻介質的冷卻強度。在每個特定點處得到的硬度取決于轉變后顯微組織的成分，轉變后顯微組織的成分又在很大程度上取決于鋼材的淬透性，也就是在每條等溫線處孕育期的長短。因為在橫截面的每個點上，只有當溫度低于A1 時，轉變所需的孕育期有意義，因此，從A1 到Ms區段的冷卻時間是最重要的。
清水和塔穆拉發現，在冷卻速度不連續變化的淬火中，珠光體轉變不同于常規連續冷卻轉變圖（CCT ) 的預測，這個轉變與冷卻速度變化之前孕育期的長短有關。在預冷淬火中，有些孕育期全都耗費在了工件的表面上，而沒有耗費在中心部位，因為那里的溫度還沒降到A1 ，所以，孕育期還沒有開始。
參見預冷淬火原理圖如圖4 a）。z 是在任意一條等溫線上給定的總孕育時間，是直至轉變開始的時間，而 x 是冷卻速度不連續變化前的孕育時間。
▲圖4 預冷淬火導致逆淬火的原理圖
在點P以下進一步冷卻，將出現一個大幅升高的冷卻速度轉變開始，曲線發生改變，如圖4 b）所示。因為中心部位沒有消耗孕育時間，中心部位的冷卻曲線起始于A1 溫度處（時間為0 ) 。此時中心部位的冷卻曲線橫穿了珠光體相區以下的區域，結果是中心部位得到了區域的組織，所以硬度高于表面的硬度。
從淬火期間放熱的動力學和橫截面不同點處形成的硬度可以得出一個結論：在與表面不同距離處，A1 到500℃之間的實際冷卻速度有著最重要的影響。在冷卻速度不連續變化的預冷淬火中，不同點熱動力學與常規淬火不同。
為了解釋這一現象，以4140鋼的常規淬火和冷淬火為例進行研究，如圖6 所示，將以下兩種淬火條件下測量的冷卻曲線疊加在4140 鋼的 CCT 圖上：
1) 常規淬火：探頭在20℃、無攪拌礦物油中淬火。
2) 預冷淬火：探頭在40℃、攪拌速度0.8m/s、濃度15%的 PAG 溶液中淬火。
3 逆淬火（可控預冷淬火）的淬火介質
對于單個工件的淬火，噴霧淬火技術自身就能夠實現可控預冷淬火，因為能夠對噴霧的起始進行預設。對于成批工件的浸入淬火，高濃度的 PAG 溶液是僅有的淬火冷卻介質，通過改變溶液中聚合物的濃度，可實現淬火的預先設定和可控延遲。
4 工件逆淬火后的性能
逆淬火導致心部硬度高于表面硬度，工件表面傳熱的預期改變，導致放熱主要來自心部。淬硬深度的增加取決于鋼材的淬透性和橫截面尺寸。這就可以通過控制傳熱，來影響硬度分布，從而影響性能。
4.1 硬度分布
圖8 中左側的曲線是Φ50mm 的AISI 4140鋼棒在20℃無攪拌的礦物油中淬火后橫截面上常規的硬度分布情況；右側的曲線是同樣材質的鋼棒在溫度為40℃、攪拌速度為0.8m/s、濃度為25%的PAG 溶液中淬火后，測得的相反的硬度分布情況。從圖中可見，預冷淬火是如何顯著增加硬化深度的。
的UCON-E溶液中淬火后的相反硬度分布
4140 常規淬火和預冷淬火，經480℃回火2h后，硬度分布曲線如圖9 所示。
▲圖9 480℃回火2小時候的硬度分布
回火不影響常規硬度分布曲線的形狀，逆淬火的曲線在整個橫截面上比較平緩。一般情況下淬火硬度高，回火后硬度也高，淬火硬度低，回火后硬度也低，但高淬火硬度回火后下降幅度稍大。逆淬火＋回火的鋼件的心部硬度比常規淬火+回火高出6HRC, 所以，顯微組織基本都是由回火馬氏體組成的。但就就力學性能而言，眾所周知，回火的細晶馬氏體具有最高的韌性，尤其是在強度水平高的情況下。
4.2 對疲勞強度的影響
用統一路號的 Φ50mm×300mm 4140 鋼試樣做彎曲疲勞測試。試樣在保護氣氛中 860℃ 奧氏體化，然后分別做常規淬火和逆淬火。
試樣在20℃、無攪拌的礦物油中淬火熱處理，獲得常規硬度分布。在40℃、攪拌速度0.8m/s、濃度25%的PAG 溶液中淬火熱處理，獲得相反硬度分布。淬火之后，試樣在真空爐中以500℃回火2h。
裂紋擴展速度由總測試周期中裂紋的生長比例（百分比）表征：
( Nf-Nc ) /Nf
其中 Nf 是測試結束時的循環次數，Nc 是第一道裂紋出現時的循環次數（Nc 是試樣的剛度開始下降時的循環次數）。
疲勞測試是在頻率為16Hz、應力比 R 為0的不同正弦脈沖荷載條件下進行的，將測試結果繪成S-N曲線（見圖10 ) , 也就是名義應力振幅與到初始開裂時的疲勞壽命（循環次數）的關系曲線，盡管測試數量不多，仍能看出具有相反硬度分布的試樣的疲勞壽命比具有常規硬度分布的試樣的長。
例如，在大部分測試所用的 270MPa應力條件下，疲勞壽命增加了約7倍。同樣可觀察到，對具有相反硬度分布的試樣的測試，裂紋擴展部分更加均衡，總計達總疲勞壽命的13%~20%。
5 總結
1）可控預冷淬火即逆淬火技術，基于冷卻速度的不連續變化，與常規淬火實踐相比，很有可能會增加硬化深度。
2）常規淬火，A1 到500℃的關鍵溫度范圍內的平均冷卻速度從表面到中心是降低的；而在預冷淬火中，它是增加的。
3）預冷淬火亦即逆淬火對硬度分布的影響取決于鋼的淬透性和橫截面尺寸。
4）預冷淬火可以使低淬透性鋼材獲得更大的硬化深度。
5）對于批量工件的浸入淬火，高濃度的聚合物（PAG ) 溶液是僅有的適用于可控預冷淬火的淬火冷卻介質。除了液溫和攪拌速度，能夠進行控制的主要參數是聚合物濃度，聚合物膜厚度便取決于此，因此預冷淬火也取決于聚合物濃度。
?來源：每天學點熱處理
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