介質(zhì)流量密度對(duì)鋁合金噴射淬火界面熱交換率的影響規(guī)律及機(jī)理

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(1. 湖南文理學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院, 湖南 常德 415000; 2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410082)

在線淬火技術(shù)具有工藝流程短、經(jīng)濟(jì)成本低、生產(chǎn)效率高的特點(diǎn)，目前被廣泛應(yīng)用于6XXX系鋁合金型材生產(chǎn)過(guò)程[1]。常見(jiàn)的在線淬火方式有強(qiáng)風(fēng)冷、噴淋和霧冷等方式。在這3種淬火過(guò)程中，其介質(zhì)都是通過(guò)增壓后噴射至高溫金屬表面進(jìn)行淬火冷卻，因而可統(tǒng)稱為噴射淬火，以下為論述方便將上述3種在線淬火方式稱為噴氣、噴水和噴霧淬火。淬火介質(zhì)的種類和流量對(duì)噴射淬火界面熱交換率有重大影響，是控制淬火冷卻速率和保證淬火后產(chǎn)品質(zhì)量的關(guān)鍵工藝參數(shù)，因而有必要對(duì)其影響淬火界面熱交換的規(guī)律和機(jī)理進(jìn)行研究。

有關(guān)冷卻介質(zhì)性質(zhì)和狀態(tài)對(duì)淬火界面熱交換的影響，已在大量研究報(bào)道。Wang等[2]研究了用單個(gè)圓形射流沖擊熱板的傳熱特性，結(jié)果表明熱流密度隨水流量的增大而增大，隨噴嘴到表面距離的增大而減小。Jha等[3]對(duì)不同水流量條件下的304鋼板進(jìn)行了噴霧冷卻試驗(yàn)，研究表明冷卻速度隨水流量的增加而增加。Mozumder等[4]對(duì)銅、黃銅和鋼制成的熱圓柱塊進(jìn)行了淬火試驗(yàn)研究，并認(rèn)為射流速度直接影響到達(dá)淬火表面的冷卻液體流量，是影響界面熱流密度的主要參數(shù)之一，且隨射流速度增大最大界面熱流密度逐漸增大。Chen等[5]針對(duì)噴霧平均液滴流量對(duì)界面熱交換的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明平均液滴流量對(duì)臨界熱流密度qc(當(dāng)熱流密度達(dá)到由核態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)檫^(guò)度沸騰時(shí)所對(duì)應(yīng)的值)有顯著影響，且隨平均液滴流量增大，臨界熱流密度增大。Langari等[6]對(duì)噴霧冷卻圓形熱平面的無(wú)沸騰傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究，結(jié)果表明噴霧質(zhì)量流量越大，噴霧冷卻傳熱效率越高。Li等[7]通過(guò)試驗(yàn)研究和理論分析，研究了高沖擊速度對(duì)駐點(diǎn)區(qū)射流沖擊穩(wěn)定沸騰臨界熱流密度的影響。研究發(fā)現(xiàn)，一方面，噴射速度增大有利于擊穿蒸汽膜，使冷卻介質(zhì)與熱表面直接接觸，產(chǎn)生臨界熱流密度增大的正效應(yīng)；另一方面，噴射速度增大又會(huì)增大滯止壓力，降低汽化潛熱、液體表面張力和飽和液體密度，產(chǎn)生減小臨界熱流密度的負(fù)效應(yīng)。在正負(fù)效應(yīng)的共同作用下，必然存在一個(gè)極限沖擊速度和相應(yīng)的極限臨界熱流密度。Gao等[8]對(duì)車載鋼瓶在不同噴水量下淬火過(guò)程的內(nèi)壓、平均傳熱系數(shù)、應(yīng)力進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，隨著噴霧量的增加，內(nèi)壓、平均傳熱系數(shù)、軸向應(yīng)力和有效應(yīng)力的峰值均增大。Jeyajothi等[9]研究了空氣射流沖擊熱平板的強(qiáng)化傳熱過(guò)程，研究結(jié)果表明，采用最小的噴射高度、較高的空氣射流速度、較高的雷諾數(shù)和最大的噴嘴直徑時(shí)，在沖擊點(diǎn)處可以獲得最大的傳熱峰值。Fu等[10]對(duì)一種新型鎳基高溫合金在空冷過(guò)程中的傳熱系數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究，研究結(jié)果表明，傳熱系數(shù)隨空氣流量增大而增大。

綜上所述，關(guān)于冷卻介質(zhì)對(duì)淬火界面熱交換的影響雖然已發(fā)表了許多研究成果，但關(guān)于介質(zhì)流量對(duì)在線淬火過(guò)程中界面熱交換的研究報(bào)道較少。因此，本文對(duì)鋁合金進(jìn)行噴射淬火試驗(yàn)，重點(diǎn)研究了噴氣、噴水和噴霧3種淬火過(guò)程中，冷卻介質(zhì)的流量變化對(duì)淬火界面熱交換的影響規(guī)律，并對(duì)其機(jī)理進(jìn)行了深入分析。由于3種噴射淬火采用的噴射出口直徑不一致，為方便比較3種淬火過(guò)程中介質(zhì)流量的變化情況，統(tǒng)一采用單位時(shí)間噴射到單位面積試樣表面上的介質(zhì)流量，即以介質(zhì)在淬火試樣表面的流量密度qs(以下簡(jiǎn)稱流量密度)作為研究參數(shù)，其單位為L(zhǎng)/(m2·s)。

1 試驗(yàn)材料及方法

3種淬火試驗(yàn)采用的裝置如圖1所示，包含淬火試樣、噴射系統(tǒng)和溫度采集系統(tǒng)。其中，淬火試樣采用6082鋁合金棒材，噴射系統(tǒng)根據(jù)噴射介質(zhì)的不同其內(nèi)部結(jié)構(gòu)有所差別。在噴水和噴霧淬火試驗(yàn)中，采用水箱、潛水泵、控制閥、流量計(jì)控制介質(zhì)流量；在噴氣淬火試驗(yàn)中，采用風(fēng)機(jī)和測(cè)速儀控制介質(zhì)流量。有關(guān)試樣具體尺寸、測(cè)溫點(diǎn)位置和噴射系統(tǒng)具體結(jié)構(gòu)的詳情請(qǐng)參考文獻(xiàn)[11-12]。試驗(yàn)時(shí)，首先對(duì)試樣進(jìn)行加熱，待熱電偶溫度達(dá)到設(shè)定溫度后再保溫10 min左右。在加熱過(guò)程中，按照試驗(yàn)參數(shù)調(diào)試好噴射系統(tǒng)。然后，在盡可能短的時(shí)間內(nèi)，將試樣從加熱爐移動(dòng)到設(shè)置好的淬火位置，開啟噴射系統(tǒng)進(jìn)行淬火，當(dāng)試樣溫度低于100 ℃時(shí)關(guān)閉噴射系統(tǒng)。3種淬火的主要試驗(yàn)參數(shù)如表1所示，所有試樣淬火起始溫度均約為520 ℃。由表1可知，淬火表面粗糙度(Ra)和冷卻介質(zhì)溫度(T0)均在較小的區(qū)間變動(dòng)，對(duì)界面熱交換帶來(lái)的影響很小，因此本文后續(xù)討論中不考慮其影響。

圖1 淬火試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Quenching experiment device

表1 主要試驗(yàn)參數(shù)

2 界面熱交換參數(shù)的求解

本試驗(yàn)條件下，由于試樣的獨(dú)特設(shè)計(jì)，可將3種淬火介質(zhì)對(duì)其熱表面的冷卻過(guò)程近似看成一維傳熱，對(duì)淬火界面的熱流密度(q)和換熱系數(shù)(h)采用反傳熱法和牛頓冷卻定理求解。反傳熱法求解q的原理是將整個(gè)淬火過(guò)程等分為若干個(gè)時(shí)間片段，在每一個(gè)時(shí)間片段內(nèi)，通過(guò)假設(shè)q的初值進(jìn)行迭代計(jì)算，當(dāng)計(jì)算誤差小于給定誤差后，輸出當(dāng)前時(shí)間片段內(nèi)的q，再計(jì)算下一個(gè)時(shí)間片段的q值，如此循環(huán)直至計(jì)算完所有時(shí)間片段內(nèi)的q值，即可得到熱流密度q隨時(shí)間變化的函數(shù)q(t)，再由牛頓冷卻定理可得換熱系數(shù)h值隨時(shí)間變化的函數(shù)h(t)，求解的詳細(xì)過(guò)程請(qǐng)參考文獻(xiàn)[13]。采用反傳熱法在求出q(t)的同時(shí)，還可以求出淬火表面的溫度變化T(t)，因此可以得到淬火界面的熱流密度和換熱系數(shù)隨表面溫度的變化曲線q(T)和h(T)。

圖2 噴水淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.2 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during water jet quenching

3 結(jié)果與分析

3.1 流量密度對(duì)噴水淬火界面熱交換率的影響

不同流量密度條件下，噴水淬火界面熱流密度分別隨時(shí)間和表面溫度的變化曲線q(t)和q(T)、界面換熱系數(shù)隨表面溫度的變化曲線h(T)和淬火表面溫度隨時(shí)間的變化曲線T(t)如圖2所示。圖2中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表2所示。

由圖2(a，b)可知，隨時(shí)間增加和表面溫度的降低，淬火表面在不同的流量密度(qs)下，所有淬火界面的熱流密度q均先快速增大到臨界熱流密度qc，然后逐漸減小。由圖2(a，b)及表2可知，隨qs增大，q(t)、q(T)和qc不斷增大，qc對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc基本上也呈增大趨勢(shì)，獲得qc的時(shí)間tc則是不斷縮短的，但qc的增幅卻是不斷減小的。隨qs增大，qc的增幅不斷減小，這一現(xiàn)象可能與介質(zhì)的噴射速度有關(guān)。隨qs增大，噴射速度增大，介質(zhì)可以擊穿過(guò)渡沸騰階段淬火表面的蒸汽膜，增大與金屬熱表面的接觸面積，從而增大界面的熱交換率。但噴射速度增大，介質(zhì)的動(dòng)能也會(huì)增大，其撞擊熱表面后的反彈量也會(huì)增加，會(huì)縮短固液接觸時(shí)間，阻礙后續(xù)介質(zhì)到達(dá)熱表面，從而降低界面的熱交換率。當(dāng)qs很小時(shí)，擊穿蒸汽膜帶來(lái)的換熱增大作用占主導(dǎo)地位，而反彈引起的換熱減弱作用很小，因此總體呈現(xiàn)出界面熱交換率的快速增長(zhǎng)。隨qs增大，兩個(gè)作用此消彼長(zhǎng)，當(dāng)達(dá)到平衡時(shí)，存在一個(gè)臨界qs使得qc達(dá)到最大值，再繼續(xù)增大qs，qc會(huì)出現(xiàn)下降的情況。由圖2(c)和表2可知，隨qs增大，h(T)和界面換熱系數(shù)的峰值hmax基本上也呈增大趨勢(shì)，其中3號(hào)的hmax最大，為25 kW/(m2·K)，且hmax對(duì)應(yīng)的表面溫度Th為109 ℃。由于介質(zhì)溫度在整個(gè)淬火過(guò)程是保持不變的，由牛頓冷卻定律可知，h只取決于q和淬火表面溫度T。隨qs增大，不僅核沸騰換熱增大，而且單相對(duì)流換熱也增大。由于T較低時(shí)，試樣內(nèi)部的溫度仍然很高，因此單相對(duì)流換熱增大可以減緩q的下降速度，從而使得最大的hmax出現(xiàn)在很低的淬火表面溫度。

圖3 噴霧淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.3 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during water spray quenching

由圖2(b,d)及表2可知，隨qs增大，淬火表面在過(guò)渡沸騰階段(對(duì)應(yīng)表面溫度520 ℃到Tc區(qū)間，St)的平均冷卻速率vt、核沸騰階段(對(duì)應(yīng)表面溫度125 ℃到Tc區(qū)間，Sn)的平均冷卻速率vn、整個(gè)淬火過(guò)程(對(duì)應(yīng)表面溫度520 ℃到125 ℃區(qū)間)的平均冷卻速率v均不斷增大，且從淬火開始到淬火表面溫度降低到125 ℃所耗時(shí)間tn隨qs增大是不斷縮短的。根據(jù)有關(guān)研究[14]，6082鋁合金的淬火敏感溫度區(qū)間為225～445 ℃，推薦可達(dá)到其合金最大淬火硬度85%的淬火冷卻速率為10.2 ℃/s。由表2可知，隨qs增大，1號(hào)～4號(hào)試驗(yàn)的淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs不斷增大，且均遠(yuǎn)大于10.2 ℃/s。

3.2 流量密度對(duì)噴霧淬火界面熱交換率的影響

不同流量密度條件下，噴霧淬火的q(t)和q(T)、h(T)和T(t)如圖3所示。圖3中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表3 所示。由圖3(a，b)可知，隨時(shí)間增加和表面溫度降低，所有q均先快速增大到qc，然后逐漸減小，且qs越大，q增大到qc的速度越快，而減小速度卻越慢，5號(hào)試驗(yàn)的q甚至在達(dá)到qc后出現(xiàn)一個(gè)平臺(tái)期和二次升高的現(xiàn)象，這可能與其qs偏小有關(guān)。從圖3(d)和表3可以看出，6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)試驗(yàn)的vn均不到其自身vt的一半，且6號(hào)、7號(hào)、8號(hào)試驗(yàn)的vt是5號(hào)試驗(yàn)vt的2倍以上，這說(shuō)明由于qs較小，5號(hào)試驗(yàn)在過(guò)渡沸騰階段淬火表面的熱交換量明顯偏低，而核沸騰階段的界面熱交換量占整個(gè)淬火階段的熱交換總量明顯偏高，從而導(dǎo)致q在達(dá)到第一個(gè)峰值后幾乎沒(méi)有降低，直至出現(xiàn)第二個(gè)峰值。由圖3(a，b)及表3可知，隨qs增大，qc不斷增大，但qc的增幅是不斷減小的，對(duì)應(yīng)時(shí)間tc是不斷縮短的，對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc在244～282 ℃之間波動(dòng)。由圖3(c)可知，隨表面溫度降低，5號(hào)～8號(hào)試驗(yàn)的h(T)都近似呈線性增大，在324 ℃以上，qs增大對(duì)其影響的規(guī)律性不明顯；在125～324 ℃之間，h(T)隨qs增大而增大。由圖3(b，d)及表3可知，隨qs增大，淬火表面的vt、vn、v均不斷增大，而淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs則是先增大后減小，且均遠(yuǎn)大于推薦的淬火冷卻速率。

表3 圖3的數(shù)據(jù)分析列表

圖4 噴氣淬火試驗(yàn)中qs對(duì)q(t) (a)、q(T) (b)、h(T) (c)、T(t) (d)的影響Fig.4 Influence of qs on q(t) (a), q(T) (b), h(T) (c) and T(t) (d) during high speed air quenching

3.3 流量密度對(duì)噴氣淬火界面熱交換率的影響

不同流量密度條件下，噴氣淬火的q(t)和q(T)、h(T)和T(t)如圖4所示。圖4中相關(guān)數(shù)據(jù)分析如表4 所示。由圖4(a，b)可知，隨時(shí)間增加和表面溫度降低，所有q均先快速增大到臨界值，再緩慢的近乎呈線性降低。由圖4(a，b)和表4可知，隨qs增大，q和qc先增大后減小，對(duì)應(yīng)的表面溫度Tc不斷降低，對(duì)應(yīng)的時(shí)間tc則是先減小后增大。隨qs增大，qc之所以會(huì)先增大后減小的原因在于，qs增大對(duì)界面換熱的增強(qiáng)效果是有上限的。增大qs，既可以增加介質(zhì)總量，增大界面熱交換率，也會(huì)提高介質(zhì)速度導(dǎo)致介質(zhì)與金屬熱表面接觸時(shí)間縮短，降低界面熱交換率。由此可見(jiàn)，在介質(zhì)總量增加和接觸時(shí)間縮短兩種因素的共同作用下，必然存在一個(gè)平衡點(diǎn)，即臨界qs，例如圖4試驗(yàn)條件下，qs臨界值應(yīng)介于30 000～40 000 L/(m2·s)之間。當(dāng)qs小于臨界值時(shí)，介質(zhì)總量增加產(chǎn)生的界面熱交換增強(qiáng)效應(yīng)起主導(dǎo)作用，qc隨qs增大而增大；當(dāng)qs大于臨界值時(shí)，介質(zhì)與金屬熱表面接觸時(shí)間縮短所引起的界面熱交換削弱效應(yīng)占主導(dǎo)地位，qc隨qs增大而減小。另外，qs越大，介質(zhì)速度越大，其撞擊淬火表面后反彈量就越大，與后續(xù)介質(zhì)發(fā)生碰撞的可能性越大，使得實(shí)際到達(dá)淬火表面的介質(zhì)總量越少，不利于界面熱交換，且噴氣角度越接近于垂直，反彈量就越大，不利影響就越大。由圖4(c)可知，qs對(duì)h(T)曲線的形狀沒(méi)有影響，當(dāng)T高于390 ℃時(shí)，9號(hào)～12號(hào)的h隨表面溫度降低均快速增大到峰值，當(dāng)T低于390 ℃后，h基本處于一個(gè)峰值平臺(tái)期，且隨qs增大，h先增大后減小。由圖4(d)可知，隨qs增大，淬火表面溫度T也是先增大后減小。

表4 圖4的數(shù)據(jù)分析列表

3.4 流量密度對(duì)淬火界面熱交換率的影響規(guī)律及機(jī)理分析

根據(jù)3.3節(jié)的分析，在噴氣淬火試驗(yàn)中，隨qs增大，q和qc是先增大后減小的，即存在一個(gè)臨界qs。根據(jù)3.1～3.2節(jié)的分析，在噴霧和噴水淬火試驗(yàn)中，隨qs增大，表征界面熱交換的q和qc均不斷增大，但增大的幅度是在逐漸減小的，由此可以推斷，qs其實(shí)也存在一個(gè)臨界值，只是本文試驗(yàn)中的qs均小于該臨界值。從機(jī)理上來(lái)說(shuō)，增大qs對(duì)界面熱交換會(huì)產(chǎn)生正負(fù)兩個(gè)不同的效應(yīng)：增大接觸面積或增大冷卻介質(zhì)總量產(chǎn)生的換熱增強(qiáng)效應(yīng)(簡(jiǎn)稱正效應(yīng))，縮短接觸時(shí)間和介質(zhì)撞擊熱表面后反彈所產(chǎn)生的換熱減弱效應(yīng)(簡(jiǎn)稱負(fù)效應(yīng))。對(duì)于以相變吸熱為主的噴水和噴霧淬火，當(dāng)qs很小時(shí)，被噴射到熱表面的介質(zhì)相對(duì)稀疏，增大qs能使更多的冷卻介質(zhì)與熱表面接觸，以正效應(yīng)為主，故隨qs增大界面熱交換率不斷提高；當(dāng)qs超過(guò)臨界值，淬火表面已基本被冷卻介質(zhì)覆蓋，再繼續(xù)增大qs，不但不能增大換熱接觸面積，反而會(huì)因介質(zhì)速度過(guò)快而減少其在熱表面的停留時(shí)間，降低相變吸熱的發(fā)生率，導(dǎo)致界面熱交換率下降。對(duì)于噴氣淬火，界面以對(duì)流換熱為主，不存在相變換熱，當(dāng)qs很小時(shí)，增大qs使氣體總量增加，產(chǎn)生的正效應(yīng)起主導(dǎo)作用，隨qs增大q不斷增大；當(dāng)qs大于臨界值時(shí)，氣體速度過(guò)快使得其與熱表面接觸時(shí)間縮短，同時(shí)大幅增加回彈量，且噴射角度越接近90°回彈量越大，隨qs增大q不斷減小。

為進(jìn)一步分析qs對(duì)3類淬火界面熱交換率影響，將圖2～圖4的相關(guān)分析數(shù)據(jù)匯總列于表5。其中，對(duì)于噴氣淬火，v為200～520 ℃淬火表面的平均冷卻速率，vt和vn分別對(duì)應(yīng)Tc～520 ℃溫度區(qū)間、200 ℃～Tc溫度區(qū)間的淬火表面平均冷卻速率，Qmax(qc/qs)是qc時(shí)單位體積冷卻介質(zhì)的吸熱量，也即淬火過(guò)程中單位體積冷卻介質(zhì)的最大吸熱量，ΔQmax/Qmax為隨qs增大，單位冷卻介質(zhì)最大吸熱量衰減的比例。由表5可知，由于比熱容和形態(tài)不同，不同淬火介質(zhì)的Qmax相差較大，其中噴氣淬火Qmax最小，噴水淬火Qmax比前者大3個(gè)數(shù)量級(jí)，噴霧淬火Qmax比噴氣淬火的大4個(gè)數(shù)量級(jí)。由表5也可知，淬火介質(zhì)相同時(shí)，qs越大，Qmax越小。例如噴水淬火中4號(hào)的qs是1號(hào)的2.3倍，其Qmax卻只有1號(hào)的56.9%；噴氣淬火中11號(hào)的qs是9號(hào)的3倍，其Qmax卻只有9號(hào)的48.5%；噴霧淬火中8號(hào)的qs是5號(hào)的5.5倍，其Qmax卻只有5號(hào)的26%。這種現(xiàn)象與之前的分析是相符的，因?yàn)閝s增大會(huì)縮短介質(zhì)與熱表面接觸時(shí)間，必然會(huì)降低介質(zhì)的Qmax。由表5還可知，淬火介質(zhì)相同時(shí)，qs在其臨界值范圍內(nèi)增大，v、vt、vn均不斷增大。在噴水淬火中，qs增大到原來(lái)的2.3倍時(shí)，v、vt、vn分別增大到原來(lái)的3.1、2.3、4.2倍；在噴霧淬火中，qs增大到原來(lái)的5.5倍時(shí)，v、vt、vn分別增大到原來(lái)的2.2、3、1.6倍；在噴氣淬火中，qs增大到原來(lái)的3倍時(shí)，v、vt、vn分別增大到原來(lái)的1.6、1.7、1.6倍。由此可見(jiàn)，增大qs對(duì)提升噴水淬火各階段淬火表面的平均冷卻速率效果最顯著，噴氣次之，噴霧最差。

表5 qs對(duì)淬火界面熱交換率的影響

4 結(jié)論

1) 在噴水淬火中，隨淬火表面介質(zhì)流量密度qs增大，界面的熱流密度 (q)、臨界熱流密度 (qc)和傳熱系數(shù) (h)均不斷增大，淬火表面在過(guò)渡沸騰階段的平均冷卻速率vt、核沸騰階段的平均冷卻速率vn、整個(gè)淬火過(guò)程的平均冷卻速率v、淬火敏感溫度區(qū)間平均冷卻速率vs均不斷增大，且vs值均大大超過(guò)推薦的合金淬火冷卻速率。

2) 在噴霧淬火中，隨qs增大，qc不斷增大，淬火表面的vt、vn、v均不斷增大，vs則是先增大后減小，且均遠(yuǎn)大于推薦的合金淬火冷卻速率。

3) 在噴氣淬火中，隨qs增大，q和qc均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)。

4) 增大qs對(duì)噴射淬火界面熱交換率會(huì)產(chǎn)生正負(fù)兩個(gè)相反的效應(yīng)，兩種效應(yīng)平衡時(shí)對(duì)應(yīng)存在一個(gè)臨界qs，此時(shí)臨界熱流密度qc取得最大值。

5) 噴霧淬火的單位體積冷卻介質(zhì)的最大吸熱量Qmax最高；淬火介質(zhì)相同時(shí)，Qmax隨qs增大而減小；增大qs對(duì)提高噴水淬火表面冷卻效率最有利。