BFe10白銅管材熱冷組合鑄型水平連鑄凝固溫度場(chǎng)模擬

梅 俊，劉新華，謝建新

(1. 北京科技大學(xué) 材料先進(jìn)制備技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；2. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083)

BFe10白銅管材熱冷組合鑄型水平連鑄凝固溫度場(chǎng)模擬

梅 俊，劉新華，謝建新

(1. 北京科技大學(xué) 材料先進(jìn)制備技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；2. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083)

建立了熱冷組合鑄型(HCCM)水平連鑄管材溫度場(chǎng)模擬模型，采用實(shí)驗(yàn)與模擬相結(jié)合的方法修正界面的換熱系數(shù)條件。所建立的HCCM水平連鑄全尺寸模擬模型和所施加邊界條件的誤差小于6%，可較好地模擬實(shí)際傳熱過程的溫度場(chǎng)。模擬結(jié)果表明：當(dāng)拉坯速度由20 mm/min增加到110 mm/min時(shí)，兩相區(qū)寬度由20 mm增加至30 mm；當(dāng)熱型段加熱溫度由1 150 ℃提高到1 300 ℃時(shí)，兩相區(qū)寬度由30 mm減小至12 mm；當(dāng)冷型段冷卻水流量由300 L/h增加到900 L/h時(shí)，兩相區(qū)寬度由30 mm減小至20 mm；當(dāng)采用增加熱阻的改進(jìn)鑄型結(jié)構(gòu)時(shí)，兩相區(qū)寬度由25 mm減小至12 mm。d 50 mm×5 mm BFe10管材HCCM水平連鑄合理的制備參數(shù)為：熔體保溫溫度1 250 ℃，連鑄拉坯速度50~80 mm/min，熱型段加熱溫度1 200~1 300 ℃，冷型段冷卻水流量500~700 L/h。關(guān)鍵詞：BFe10合金；熱冷組合鑄型；水平連鑄；溫度場(chǎng)模擬

BFe10白銅合金具有較高的強(qiáng)度、良好的導(dǎo)熱性能和優(yōu)良的耐蝕性能，其管材作為冷凝管、熱交換器管等廣泛應(yīng)用于火電、船舶、海水淡化等領(lǐng)域[1]。白銅管材傳統(tǒng)生產(chǎn)采用“半連鑄實(shí)心鑄錠—熱擠壓管材—冷軋—拉拔”的工藝(簡(jiǎn)稱擠軋拉拔工藝)，由于冷軋/拉伸道次多，加上酸洗、中間退火等工序，總加工工序多達(dá)20多個(gè)道次[2]，導(dǎo)致工藝流程長(zhǎng)、能耗大、成材率低、成本高等一系列問題。

本文作者等開發(fā)了一種白銅管材熱冷組合鑄型(Heating-cooling combined mold, 簡(jiǎn)稱HCCM)水平連鑄工藝[3]。前期研究表明，采用該工藝可連鑄出表面光亮、具有高軸向取向組織、致密度高的白銅管材。這種管材無需銑面等處理，可直接進(jìn)行大變形冷軋或拉拔成形。開發(fā)HCCM水平連鑄新工藝對(duì)于縮短傳統(tǒng)白銅管材生產(chǎn)工藝流程，提高成材率、降低生產(chǎn)成本具有重要意義。

HCCM 水平連鑄過程控制的關(guān)鍵是通過工藝參數(shù)的合理匹配，精確控制管坯凝固的固液界面位置和溫度梯度，從而控制晶體的生長(zhǎng)方向和管坯的表面質(zhì)量。影響HCCM水平連鑄的因素較多，如熱型段加熱溫度(熱型溫度)、冷型段冷卻水流量以及拉坯速度等。對(duì)于復(fù)雜邊界條件和多因素耦合作用條件下的溫度場(chǎng)分析，數(shù)值模擬分析是非常有效的方法[4?5]。

本文作者以BFe10白銅合金(10% Ni, 1% Fe, 1%Mn, 余量Cu，質(zhì)量分?jǐn)?shù))為對(duì)象，采用Procast軟件[6]對(duì) HCCM 水平連鑄過程鑄型內(nèi)的溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬分析，研究制備參數(shù)及鑄型結(jié)構(gòu)對(duì)固液界面位置、兩相區(qū)寬度的影響規(guī)律，為工藝優(yōu)化與缺陷分析提供理論依據(jù)。

圖1 熱冷組合鑄型水平連鑄工藝原理示意圖Fig. 1 Process principle schematic diagram for heating-cooling combined mold (HCCM) casting: (a) Schematic diagram of process principle; (b) Structure schematic diagram of HCCM; 1—Temperature measuring device; 2—Stopper; 3—Alloy melt; 4—Melting crucible; 5—Holding crucible; 6—Diversion pipe; 7—Mold heating device; 8—Water-cooled copper sleeve; 9—Secondary cooling water; 10—Traction device; 11—Tube; 12—Temperature measuring device; 13—Mold; 14—Core rod;Ⅰ—Section of heating mold;Ⅱ—Section of cooling mold

1 模型與模擬方法

1.1 HCCM水平連鑄工藝原理

HCCM水平連鑄工藝的基本原理如圖1所示。合金在熔煉坩堝4中熔化后，經(jīng)導(dǎo)流管6進(jìn)入保溫坩堝5中保溫；當(dāng)保溫坩堝的溫度與熱型段Ⅰ的溫度達(dá)到設(shè)定值后，開啟牽引機(jī)構(gòu)10進(jìn)行管材連鑄成形。實(shí)驗(yàn)時(shí)，可通過調(diào)整熔體溫度、熱型段加熱溫度、冷型段冷卻水流量和連鑄拉坯速度等，研究制備參數(shù)對(duì)管材質(zhì)量的影響。

HCCM 水平連鑄工藝的主要特點(diǎn)是鑄型由加熱段(簡(jiǎn)稱熱型段)和冷卻段(簡(jiǎn)稱冷型段)組成。對(duì)熱型段采用加熱裝置進(jìn)行強(qiáng)制加熱，而對(duì)冷型段采用水冷銅套進(jìn)行強(qiáng)制冷卻，將管材凝固界面控制在熱型段和冷型段過渡區(qū)域內(nèi)，在固液界面前沿建立起較高的軸向溫度梯度，從而可抑制晶粒沿管材徑向生長(zhǎng)，促進(jìn)晶粒沿軸向生長(zhǎng)，獲得沿軸向取向的結(jié)晶組織，消除普通水平連鑄(冷型連鑄)時(shí)發(fā)達(dá)的徑向柱狀晶組織。同時(shí)，由于冷型段的存在，管材固液界面位置可在熱型段和冷型段過渡區(qū)域較大范圍內(nèi)變動(dòng)，從而有利于避免連續(xù)定向凝固法(熱型連鑄, OCC法)[7]容易出現(xiàn)的拉漏事故，采用較大的拉鑄速度實(shí)現(xiàn)較大直徑和壁厚管材的連鑄。

圖2 凝固溫度場(chǎng)模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram for simulation model of solidification temperature field: (a) Simplified model;(b) Meshing and boundary conditions; 1, 2 and 3—Isothermal interface; 4—Convective heat transfer interface; 5 and 6—Radiation heat transfer interface; 7—Insulation interface

1.2 傳熱方程及溫度場(chǎng)模型的建立

鑄造過程溫度場(chǎng)的計(jì)算采用基于能量守恒的熱傳導(dǎo)微分方程[8?10]

式中：ρ為密度，kg/m3；cp為定壓比熱容，J·kg/K；T為溫度，K；t是時(shí)間，s；x、y、z是空間坐標(biāo)軸；L為潛熱，J/kg；fs凝固過程中的金屬固相分?jǐn)?shù)。

在熱傳導(dǎo)分析中，根據(jù)物體邊界處傳熱的特點(diǎn)不同，邊界條件可分為以下三類：

1) 第一類邊界條件，給定物體邊界上任何時(shí)刻的溫度分布T=T0;

2) 第二類邊界條件，給定物體邊界上任何時(shí)刻的熱流密度分布?nq=q0；

3) 第三類邊界條件，給定物體邊界與周圍環(huán)境間的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)?nq=h(Text?T)。

管材固液界面位于石墨鑄型內(nèi)，因此，以包含鑄型、芯棒、水冷銅套和管材的一段熱冷組合鑄型為對(duì)象，建立幾何模型，分析鑄型長(zhǎng)度范圍內(nèi)管材溫度場(chǎng)。由于水平連鑄過程中管材的收縮導(dǎo)致鑄坯和結(jié)晶器間產(chǎn)生氣隙，且由于結(jié)晶器水平放置，重力作用使氣隙沿四周分布不均勻[11]，導(dǎo)致管材凝固時(shí)上下傳熱存在差異，因此，在模型建立上選擇全尺寸模型，以便對(duì)這種傳熱的非對(duì)稱性進(jìn)行模擬。簡(jiǎn)化的幾何模型如圖2(a)所示。

1.3 基本假設(shè)及邊界條件

在模擬之前，對(duì)BFe10管材HCCM水平連鑄過程做如下簡(jiǎn)化處理：

1) 考慮穩(wěn)態(tài)過程，即只考慮在設(shè)定的邊界條件下達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的溫度場(chǎng)；

2) 忽略金屬液內(nèi)部的對(duì)流換熱和自然對(duì)流；

3) 所有部件各向同性，物性參數(shù)僅與溫度有關(guān)；

4) 除結(jié)晶潛熱外，不考慮其它相變潛熱。

圖2(b)所示為模型網(wǎng)格劃分及邊界條件。實(shí)際模擬時(shí)，管材采用邊長(zhǎng)為1 mm的四邊形，鑄型、芯棒和銅套采用邊長(zhǎng)為2 mm的三角形進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于邊界條件是對(duì)稱施加的，因此圖2(b)中只給出了模型上半部分的邊界條件。其中邊界1、2、3均為等溫界面，屬于第一類邊界條件，邊界1、2為金屬液流入鑄型的端面，溫度等同于金屬液的溫度，邊界3為熱型段加熱溫度；邊界4上發(fā)生銅套與冷卻水之間的對(duì)流傳熱，邊界5、6上進(jìn)行輻射傳熱，均屬于第三類邊界條件，其傳熱系數(shù)通過計(jì)算確定[12?13]；邊界7由于在管材內(nèi)部，可被認(rèn)為是絕熱面。

1.4 管材與模具間界面換熱系數(shù)的處理

由于普通水平連鑄過程管材凝固收縮和自重的影響，管材與鑄型和芯棒之間的換熱較為復(fù)雜。如圖 3所示，換熱界面包括管材外表面與鑄型頂部?jī)?nèi)表面(見圖 3(a)區(qū))、管材外表面與鑄型底部?jī)?nèi)表面(見圖 3(d)區(qū))、管材內(nèi)表面與芯棒頂部外表面(見圖 3(b)區(qū))、管材內(nèi)表面與芯棒底部?jī)?nèi)表面(見圖3(c)區(qū))等典型情況。管材在鑄型內(nèi)凝固收縮時(shí)，與芯棒緊密接觸，并且由于重力作用，管材底部與鑄型同樣緊密接觸，在處理這類界面換熱系數(shù)(見圖 3(b)、(c)和(d)區(qū))時(shí)，可采用實(shí)測(cè)底部石墨鑄型內(nèi)上下兩排多點(diǎn)溫度(如圖3所示),通過反問題求解法推出石墨鑄型內(nèi)側(cè)換熱邊界條件,以此作為管材與芯棒、管材底部與鑄型間界面換熱系數(shù)[14?16]。在處理管材外表面與頂部鑄型內(nèi)表面間界面換熱系數(shù)(見圖3(a)區(qū))時(shí)，由于金屬液在凝固之前與鑄型接觸緊密，這時(shí)它們之間的傳熱以熱傳導(dǎo)的方式進(jìn)行，界面換熱系數(shù)較大；當(dāng)銅管發(fā)生凝固后，由于凝固收縮和自身重力的影響，使得銅管表面與石墨套之間形成了氣隙，這時(shí)它們之間的傳熱主要是通過氣隙的熱傳導(dǎo)進(jìn)行，因此，本研究設(shè)定金屬液與石墨鑄型間的換熱系數(shù)為常數(shù)，金屬液凝固成管材后與鑄型間的換熱系數(shù)按氣隙傳熱計(jì)算[17]。

圖3 管材與模具間換熱界面示意圖Fig. 3 Schematic diagram of heat transfer interface between tube and dies: Zone (a) Tube top between mold; Zone (b) Tube top between core rod; Zone (c) Tube bottom between core rod;Zone (d) Tube bottom between mold

圖4 熱冷組合鑄型結(jié)構(gòu)示意圖及實(shí)驗(yàn)后石墨模具沿軸線剖面圖Fig. 4 Schematic diagram of mold location (a) and profile along axis after casting experiment (b)

圖5 固液界面位置示意圖Fig. 5 Schematic diagram of liquid-solid interface position

1.5 模擬誤差分析

在制備參數(shù)為熔化溫度 1 250 ℃、保溫溫度 1 250 ℃、熱型段加熱溫度(熱型溫度)1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min條件下進(jìn)行預(yù)備實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，將圖 4(a)所示的石墨鑄型取出，沿軸線剖切，可觀察到如圖4(b)所示的現(xiàn)象。

從圖4(b)中劃痕初始位置以及金屬薄膜的位置，通過分別測(cè)量 L1和 L2，可確定固液界面位置，即圖4(b)中白色虛線位置，虛線左側(cè)為未凝固區(qū)(液相+固液兩相)，右側(cè)為凝固區(qū)(固相)。

將測(cè)量的L1和L2在HCCM裝配圖中標(biāo)記，即可得到圖5所示固液界面位置示意圖。由圖5可知，管材凝固的固液界面位于熱型段和冷型段之間的區(qū)域，并且固液界面與水平方向成小于90°的角度。

借助上述確定管材固液界面位置的方法，對(duì)預(yù)備實(shí)驗(yàn)不同制備參數(shù)條件下的管材固液界面位置進(jìn)行實(shí)測(cè)，將實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)界面換熱系數(shù)進(jìn)行修正，分析模型誤差，以確定更接近實(shí)際傳熱狀態(tài)的傳熱模型。

圖6所示為熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min條件下的模擬結(jié)果示意圖。其中圖6(a)所示為溫度分布云圖，圖6(b)所示為固相分?jǐn)?shù)圖，結(jié)合溫度分布和固相分?jǐn)?shù)圖，可以確定該制備參數(shù)條件下的固液界面位置。

利用Procast中自帶的連鑄速度參數(shù)設(shè)置，進(jìn)行不同拉坯速度條件下溫度場(chǎng)的模擬，并將模擬結(jié)果以裝配圖中固液界面位置的形式表示，通過與實(shí)驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)對(duì)比，可以判斷模型的可靠性。

圖7所示為不同拉坯速度條件下固液界面位置示意圖。由圖7可知，模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，鑄型上部固液界面位置吻合度較高，誤差較小，鑄型下部誤差較大，最大誤差為 6%，出現(xiàn)在圖中圓圈標(biāo)記的數(shù)據(jù)位置。由此可知，本研究所建立的模型以及施加的邊界條件能夠反映實(shí)際傳熱情況，可用于溫度場(chǎng)模擬。由于管材自身重力的影響，管材上部的固液界面位置比下部更靠近鑄型出口。只要控制管材上部的固液界面位置在熱型段和冷型段交界處，則下部和中部的固液界面位置必定會(huì)在這一區(qū)間或熱型段區(qū)間，而不會(huì)位于冷型段區(qū)間。因此，以下的溫度提取及模擬結(jié)果分析主要考察管材上部的情形。

圖6 模擬結(jié)果示意圖Fig. 6 Schematic diagram of simulation results: (a) Temperature contours; (b) Solid fraction contours

圖7 不同拉坯速度條件下固液界面位置示意圖Fig. 7 Schematic diagram of liquid-solid interface position under different casting speeds

1.6 模擬條件

溫度場(chǎng)模擬時(shí)的管材尺寸為d50 mm ×5 mm。熔化溫度1 250 ℃和保溫溫度1 250 ℃固定不變。其余制備參數(shù)變化范圍如下：拉坯速度20~110 mm/min，熱型段加熱溫度1 150~1 300 ℃，冷型段冷卻水流量300~900 L/h。

2 計(jì)算結(jié)果與討論

2.1 制備參數(shù)對(duì)固液界面位置的影響

采用本研究建立的模型，計(jì)算不同制備參數(shù)條件下的鑄型溫度場(chǎng)，研究制備參數(shù)對(duì)管材凝固界面的影響規(guī)律。

2.1.1 拉坯速度的影響

在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h的條件下，計(jì)算了不同拉坯速度時(shí)管材的溫度分布，結(jié)果如

圖8所示。其中鑄型長(zhǎng)度為237 mm，右側(cè)為鑄型出口端，熱型段和冷型段的位置和寬度分別如圖8所示。圖中雙箭頭寬度為液相線與固相線之間的距離，即固液兩相區(qū)寬度；兩相區(qū)越寬，管材凝固界面前沿的溫度梯度越小，越不利于軸向熱傳導(dǎo)的建立。由于兩相區(qū)內(nèi)管材固液相共存，兩相區(qū)越寬，熱裂紋、表面粗糙等缺陷產(chǎn)生的幾率越大。為了獲得沿軸向取向顯著，表面質(zhì)量高的管材，固液界面應(yīng)控制在熱型段和冷型段之間的過渡區(qū)域內(nèi)，并減小兩相區(qū)寬度，提高管材凝固界面前沿的溫度梯度，從而獲得組織沿軸向取向顯著的管材。

圖8 不同拉坯速度管材溫度分布Fig. 8 Temperature distributions of tube under different drawing speeds in HCCM continuous casting process

圖9 不同熱型段加熱溫度管材溫度分布Fig. 9 Temperature distributions of tube under different mold heating temperatures in HCCM continuous casting process

由圖8可知，當(dāng)拉坯速度為20 mm/min時(shí)，固液界面位置位于熱型段，兩相區(qū)寬度約為20 mm；隨著拉坯速度的提高，固液界面向鑄型出口的方向移動(dòng)，兩相區(qū)寬度增加。當(dāng)拉坯速度為50 mm/min時(shí)，固液界面位置位于熱型段和冷型段之間的過渡區(qū)域內(nèi)，兩相區(qū)寬度約為25 mm；當(dāng)拉坯速度為80 mm/min時(shí)，固液界面及整個(gè)兩相區(qū)均位于過渡區(qū)域內(nèi)，兩相區(qū)寬度約為25 mm；而當(dāng)拉坯速度為110 mm/min時(shí)，固液界面進(jìn)入冷型段，兩相區(qū)寬度約為30 mm。通過分析可知拉坯速度對(duì)固液界面位置的影響較大。另外隨著拉速的的提高，鑄型出口處管材溫度升高，實(shí)際實(shí)驗(yàn)過程中需要增加噴水冷卻系統(tǒng)，以防止管材出鑄型后的過度氧化。

綜上所述，在考慮固液界面位置和兩相區(qū)寬度以及制備效率的情況下，在本研究模擬條件下，合理的連鑄拉坯速度范圍為50~80 mm/min。

2.1.2 熱型段加熱溫度的影響

在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min的條件下，計(jì)算了不同熱型段加熱溫度(熱型溫度)時(shí)管材的溫度分布，如圖9所示。由圖9可知，隨著熱型溫度由1 150 ℃升高至1 300 ℃，固液界面向鑄型出口方向移動(dòng)，但均在熱型段和冷型段之間的過渡區(qū)域內(nèi)，未進(jìn)入冷型段；兩相區(qū)寬度減小，由1 150 ℃時(shí)的30 mm減小到1 300 ℃時(shí)的12 mm；而鑄型出口管材溫度變化不大。由此可知，熱型溫度對(duì)固液界面位置影響較大，但對(duì)鑄型出口處管材溫度影響較?。惶岣邿嵝蜏囟龋欣诖龠M(jìn)結(jié)晶沿軸向(拉坯方向)的生長(zhǎng)，提高結(jié)晶的軸向取向度。

綜上所述，在考慮固液界面位置和兩相區(qū)寬度，以及有利于進(jìn)一步提高拉坯速度的情況下，在本模擬條件下，合理的熱型段加熱溫度為范圍為 1 200~ 1 300 ℃。

2.1.3 冷型段冷卻水流量的影響

在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、拉坯速度50 mm/min的條件下，計(jì)算了冷型段不同冷卻水流量對(duì)管材溫度分布的影響，如圖10所示。由圖10可知，當(dāng)冷型段冷卻水流量為300 L/h時(shí)，兩相區(qū)寬度約為30 mm，固液界面位于冷型段，并且鑄型出口處管材溫度較高。隨著冷卻水流量由500 L/h增大到900 L/h，固液界面在熱型段和冷型段的過渡區(qū)域向鑄型入口方向移動(dòng)，但兩相區(qū)寬度變化不大，均維持在20 mm左右。冷卻水流量超過700 L/h后，固液界面位置變化不明顯。繼續(xù)增加冷卻水流量，并不能顯著增加熱型段的溫度梯度。

綜上所述，在本研究模擬條件下，合理的冷型冷卻水流量范圍為500~700 L/h。

圖10 不同冷型段冷卻水流量管材溫度分布Fig. 10 Temperature distributions of tube under different cooling water flow rates in HCCM continuous casting process

圖11 不同鑄型結(jié)構(gòu)模擬結(jié)果(溫度云圖)Fig. 11 Simulation results of different mold structures (temperature contours): (a), (b) Mold model of whole structure; (c), (d) Mold model of improved structure

2.2 模具結(jié)構(gòu)對(duì)固液界面位置的影響

由于石墨材料具有良好的導(dǎo)熱能力，當(dāng)熱型段和冷型段石墨模具為一體，或雖然為二段結(jié)構(gòu)，但其端面緊密接觸時(shí)，沿石墨模具長(zhǎng)度方向產(chǎn)生大的熱傳導(dǎo)，不利于建立高的軸向溫度梯度。為了提高熱型段和冷型段過渡區(qū)域內(nèi)的溫度梯度，改善鑄坯表面質(zhì)量和促進(jìn)結(jié)晶沿軸向取向生長(zhǎng)，可采取措施在熱型段和冷型段之間增加熱阻，減小石墨鑄型沿軸向的傳熱，從而增大軸向溫度梯度。在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min的條件下，模擬了不同鑄型結(jié)構(gòu)對(duì)連鑄溫度場(chǎng)的影響，結(jié)果如圖11所示。兩種鑄型結(jié)構(gòu)的差別在于：整體鑄型(見圖11(a))由于石墨的良好導(dǎo)熱，熱型段和冷型段之間的熱干擾影響較大，如圖11(b)和圖12所示，兩相區(qū)寬度較大(約為25 mm)，固液界面前沿溫度梯度較??；而改進(jìn)后的鑄型結(jié)構(gòu)(見圖11(c))通過在熱型段和冷型段人為增加熱阻，能夠有效減小鑄型加熱和冷卻之間的干擾，如圖11(d)和圖12可知，兩相區(qū)寬度(約12 mm)明顯減小，固液界面前沿溫度梯度增加。

上述結(jié)果表明，在不提高熔體溫度或熱型段加熱溫度的情況下，通過合理的鑄型設(shè)計(jì)可以有效提高管材凝固界面前沿的溫度梯度，進(jìn)而改善管材的組織取向。

根據(jù)模擬結(jié)果，當(dāng)制備參數(shù)控制在如下范圍：熔體保溫溫度 1 250 ℃，連鑄拉坯速度控制在 50~80 mm/min，熱型段加熱溫度1 200~1 300 ℃，冷型段冷卻水流量500~700 L/h，管材的凝固界面可控制在熱型段和冷型段過渡區(qū)內(nèi)，HCCM水平連鑄可穩(wěn)定進(jìn)行，獲得具有良好表面質(zhì)量和沿拉坯方向的取向組織。

圖12 不同鑄型結(jié)構(gòu)管材溫度分布Fig. 12 Temperature distributions of tube under different mold structures in HCCM continuous casting process

圖13 連鑄管材表面的縱向條紋和橫向裂紋Fig. 13 Morphologies of cast tube: (a) Scratch under condition of melting temperature 1 250 ℃, holding temperature 1 250 ℃,heating temperature of mold 1 150 ℃, water flow of cooling mold 700 L/h, drawing speed 50 mm/min; (b) Hot cracking under condition of melting temperature 1 250 ℃, holding temperature 1 250 ℃, heating temperature of mold 1 200 ℃, water flow of cooling mold 700 L/h, drawing speed 110 mm/min

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

采用整體鑄型，在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 150 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min條件下進(jìn)行了HCCM連鑄實(shí)驗(yàn)，連鑄管材形貌如圖 13(a)所示。由圖 13(a)可知，管材表面出現(xiàn)了明顯的縱向條紋。根據(jù)圖8所示的模擬結(jié)果可知，雖然此時(shí)管材凝固兩相區(qū)寬度較窄，凝固界面前沿具有較大的溫度梯度，但由于整個(gè)兩相區(qū)及固液界面位置均靠近熱型段，管材凝固過程中與熱型段，凝固后與過渡段和冷型段的接觸摩擦長(zhǎng)度大，造成連鑄管材表面產(chǎn)生縱向條紋，并影響鑄型的使用壽命。

在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度110 mm/min的條件下，進(jìn)行了HCCM連鑄實(shí)驗(yàn)，連鑄管材形貌如圖13(b)所示。由圖13(b)可知，管材表面出現(xiàn)了橫向裂紋。根據(jù)圖8所示的模擬結(jié)果可知，此時(shí)管材的固液界面進(jìn)入了冷型段，且兩相區(qū)較寬，導(dǎo)致了熱裂紋缺陷的出現(xiàn)。

采用改進(jìn)后的鑄型結(jié)構(gòu)，在熔化溫度1 250 ℃、保溫溫度1 250 ℃、熱型段加熱溫度1 200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h，拉坯速度50 mm/min條件下，制備了高質(zhì)量的白銅管材，管材形貌及金相如圖 14所示。

由圖14(a)可知，連鑄管材的內(nèi)外表面光亮，無橘皮、微裂紋等表面缺陷，可不進(jìn)行銑面直接進(jìn)行后續(xù)軋制[3]。由圖14(b)可知，管材橫截面上壁厚均勻。由圖14(c)可知，連鑄管材組織為明顯沿軸向取向生長(zhǎng)的柱狀晶組織，枝晶主干方向與管材軸向存在一定角度，并且沿生長(zhǎng)方向不完全連續(xù)，一次枝晶主干間距100~150 μm。這是由于水平連鑄上下傳熱不均勻，固液界面與水平方向成一定角度，同時(shí)枝晶沿近乎垂直于固液界面的方向生長(zhǎng)，因此，枝晶與軸向會(huì)存在一定角度，并且無法沿軸向連續(xù)生長(zhǎng)。

模擬分析和連鑄實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，只要將管材凝固界面位置控制在熱型段和冷型段過渡區(qū)間內(nèi)，并將兩相區(qū)寬度控制在10~25 mm范圍內(nèi)，就能保證連鑄管材具有沿軸向取向組織和良好的表面質(zhì)量。當(dāng)采用改進(jìn)的鑄型結(jié)構(gòu)時(shí)，d 50 mm×5 mm BFe10管材合理的HCCM 水平連鑄制備參數(shù)范圍為：熔體保溫溫度 1 250 ℃，拉坯速度50~ 80 mm/min，熱型段加熱溫度1 200~ 1 300 ℃，冷型段冷卻水流量500~700 L/h。

圖14 連鑄管材形貌及金相Fig. 14 Morphology and Metallographic of cast tube: (a) Exterior and internal surface of tube; (b) Transversal section of tube; (c)Microstructure of tube, under condition of improved mold, melting temperature 1 250 ℃, holding temperature 1 250 ℃, heating temperature of mold 1 200 ℃, water flow of cooling mold 700 L/h, drawing speed 50 mm/min

4 結(jié)論

1) 所建立的HCCM水平連鑄全尺寸模擬模型和所施加邊界條件的誤差小于 6%，可較好地模擬實(shí)際傳熱過程的溫度場(chǎng)。

2) 隨著拉坯速度的提高，管材凝固界面向鑄型出口方向移動(dòng)，兩相區(qū)寬度增加，由拉坯速度20 mm/min時(shí)的20 mm增加到110 mm/min時(shí)的30 mm；隨著熱型段加熱溫度的提高，管材凝固界面向鑄型出口的方向移動(dòng)，兩相區(qū)寬度減小，由1 150 ℃時(shí)的30 mm減小到1 300 ℃時(shí)的12 mm；隨著冷卻水流量的增大，固液界面向鑄型入口方向移動(dòng)，兩相區(qū)寬度變化不大，保持為20 mm左右。

3) 不同鑄型結(jié)構(gòu)對(duì)HCCM水平連鑄溫度場(chǎng)有明顯的影響，采用在熱型段和冷型段之間人為增加熱阻的改進(jìn)鑄型結(jié)構(gòu)，能顯著提高管材凝固界面前沿的溫度梯度，兩相區(qū)寬度由25 mm減小為12 mm。

4) 溫度場(chǎng)模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：d50 mm×5 mm BFe10管材 HCCM 水平連鑄合理的制備參數(shù)范圍如下：合金熔體保溫溫度1 250 ℃，連鑄拉坯速度50~80 mm/min，熱型段加熱溫度1 200~1 300 ℃，冷型段冷卻水流量500~700 L/h。

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Solidification temperature field simulation of BFe10 cupronickel tube during heating-cooling combined mold continuous casting

MEI Jun, LIU Xin-hua, XIE Jian-xin

(1. Key Laboratory for Advanced Materials Processing, Ministry of Education,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;2. Institute for Advanced Materials and Technologies, University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083, China)

The model of solidification temperature field simulation during Heating-Cooling Combined Mold (HCCM)continuous casting was established and the heat transfer coefficient of interface was revised by the method of experiment combined with simulation. The established full-size model of HCCM continuous casting and the imposed boundary conditions could reflect the actual transfer process better with the error less than 6%. The simulation results show that with increasing drawing speed from 20 mm/min to 110 mm/min, the width of two-phase regions increases from 20 mm to 30 mm; with raising heating temperature from 1 150 ℃ to 1 300 ℃, the width of two-phase regions decreases from 30 mm to 12 mm; with increasing cooling water flow from 300 L/h to 900 L/h, the width of two-phase regions decreases from 30 mm to 20 mm; when an improved mold with a structure to add thermal resistance is adopted, the width of two-phase regions decreases from 25 mm to 12 mm. The appropriate parameters of d 50 mm×5 mm BFe10 tube by HCCM continuous casting are as follows: holding temperature of melt 1 250 ℃, drawing speed 50?80 mm/min, heating temperature of heating section 1 200?1 250 ℃, cooling water flow of cooling section 500?700 L/h.

BFe10 alloy; heating-cooling combined mold; horizontal continuous casting; temperature field simulation

TG249.7；TG146.1

A

1004-0609(2012)05-1430-10

國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2011BAE23B00)

2011-05-29；

2012-04-09

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn

(編輯 何學(xué)鋒)