冷型熱阻角對HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材周向組織和力學(xué)性能均勻性的影響

姜雁斌 ，劉賢鈣，張小軍，謝建新

(1. 北京科技大學(xué) 材料先進制備技術(shù)教育部重點實驗室，北京 100083；2. 北京科技大學(xué) 現(xiàn)代交通金屬材料與加工技術(shù)北京實驗室，北京 100083)

BFe10-1-1白銅合金管材具有較高的強度、良好的導(dǎo)熱性能和優(yōu)良的耐蝕性能，是火電、船舶、海水淡化等領(lǐng)域用冷凝管、熱交換器管等的關(guān)鍵材料[1-2]。白銅管材傳統(tǒng)生產(chǎn)采用“半連鑄實心鑄錠—銑面—熱擠壓管坯—冷軋—拉拔”的工藝，存在流程長、能耗高、成材率低和成本高等一系列問題[3]。

為了解決上述問題，謝建新等[4-5]開發(fā)了一種白銅管材熱冷組合鑄型 (Heating-cooling combined mold,簡稱HCCM)水平連鑄技術(shù)，明確了熱型段加熱溫度、拉鑄速度、冷型段冷卻水流量等主要制備參數(shù)對BFe10-1-1合金管材固-液界面位置和形狀、表面質(zhì)量、組織和力學(xué)性能的影響規(guī)律[6-7]。HCCM 水平連鑄制備的高表面質(zhì)量、強軸向取向柱狀晶組織管材具有優(yōu)良的冷加工成形性能[8]。

然而，銅管水平連鑄工藝(包括HCCM水平連鑄)存在的一個共性問題是[9-15]，由于管材自重和凝固收縮等因素，管材與結(jié)晶器之間形成不均勻的氣隙，下部間隙小于上部氣隙，造成了凝固時管材周向傳熱不均勻的現(xiàn)象。HCCM水平連鑄管材周向傳熱不均勻的問題，一方面導(dǎo)致柱狀晶的生長方向與管材軸向的夾角較大，柱狀晶軸向取向程度較低，降低了管材的塑性成形性能；另一方面易導(dǎo)致管材周向不同部位柱狀晶形貌、尺寸及其軸向取向程度的差異較大，管材組織和性能的均勻性較低，不利于管材的后續(xù)冷加工成形，降低了產(chǎn)品的成材率和產(chǎn)品性能的均勻性。

改善 HCCM 水平連鑄過程結(jié)晶器與管材凝固時周向傳熱的均勻性，是提高管材柱狀晶軸向取向程度和組織均勻性的有效途徑。謝建新等[16]采用分區(qū)冷卻結(jié)晶器可有效改善水平連鑄過程鑄坯周向冷卻不均勻現(xiàn)象，提高鑄坯質(zhì)量。從方便易行的角度考慮，本文作者采用在結(jié)晶器石墨鑄型底部設(shè)置氣隙熱阻的方法，改善HCCM水平連鑄過程BFe10-1-1管材周向傳熱的均勻性，研究熱阻角對BFe10-1-1管材HCCM水平連鑄傳熱行為、周向組織和力學(xué)性能均勻性的影響，為HCCM水平連鑄結(jié)晶器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 實驗

實驗材料為BFe10-1-1鐵白銅合金，合金熔煉后取樣進行化學(xué)成分分析，國家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)成分和本實驗樣品的實際成分如表1所列。

表1 BFe10-1-1鐵白銅的化學(xué)成分及相應(yīng)的國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5234-2001Table 1 Chemical composition of BFe10-1-1 and corresponding state standard GB/T 5234-2001

HCCM水平連鑄工藝原理見文獻(xiàn)[5]。參考前期研究結(jié)果，所采用的連鑄工藝參數(shù)如下：保溫溫度1250 ℃、熱型段加熱溫度1200 ℃、冷型段冷卻水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min[7]。

在上述制備參數(shù)的基礎(chǔ)上，在結(jié)晶器冷型段石墨鑄型底部(簡稱冷型底部)設(shè)置平臺(見圖1(a))，與水冷銅套之間分別形成圓心角(α)為 8°、16°、32°、48°和64°的氣隙熱阻(α稱為“熱阻角”，見圖1(b))， 然后進行HCCM水平連鑄d50 mm×5 mm BFe10-1-1管材的實驗。

為了對 BFe10-1-1管材 HCCM 水平連鑄傳熱行為、固-液界面位置和形狀進行分析，采用Procast軟件，建立以包含鑄型、芯棒、水冷銅套和管材的一段熱冷組合鑄型為對象的三維幾何模型，對不同熱阻角的冷型結(jié)構(gòu)條件下d50 mm×5 mm管材連鑄的穩(wěn)態(tài)溫度場進行模擬，模擬邊界條件見文獻(xiàn)[6]。

圖 1 HCCM 水平連鑄結(jié)晶器冷型段石墨鑄型底部設(shè)置熱阻示意圖Fig. 1 Schematic diagrams of thermal resistance of cold mold of HCCM continuous casting: (a) Structure of graphite mold; (b)Thermal resistance at bottom of cold mold

連鑄管材外表面經(jīng)過初磨、細(xì)磨后采用乙酸硝酸混合溶液(乙酸、硝酸和水的體積比為2:2:1)進行侵蝕以獲得組織信息，采用數(shù)碼相機對管材外表面宏觀組織進行采集，以獲取管材周向柱狀晶軸向取向程度、晶粒形貌和分布等組織信息。采用線切割從管材截取橫截面樣品，經(jīng)粗磨、細(xì)磨、拋光后用 FeCl3(5 g)+HCl(100 mL)+H2O(100 mL)混合溶液侵蝕，并采用LV150型光學(xué)顯微鏡進行金相分析，以獲取管材橫截面晶粒數(shù)量及其分布信息。

依據(jù)GB/T 228-2010《金屬材料室溫拉伸實驗》的規(guī)定，采用線切割將連鑄管材上部、側(cè)部和下部制成拉伸試樣(試樣長度方向與管材軸向平行)，采用MTS萬能實驗機測試管材各部位的力學(xué)性能，管材每個部位的拉伸實驗重復(fù)3次，取其平均值。

2 實驗結(jié)果

2.1 HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材組織

1) 冷型底部未設(shè)置熱阻時管材的組織特征

冷型底部未設(shè)置熱阻時 HCCM 水平連鑄制備的BFe10-1-1管材外表面宏觀組織如圖 2所示?？梢姡B鑄時管材兩側(cè)形成了明顯的軸向取向柱狀晶組織，柱狀晶生長方向與管材軸向的夾角θ1為29°~36°(見圖2(b))，同時管材上部和下部都形成了明顯的“V”形柱狀晶區(qū)，如圖 2(a)和(c)所示。圖 3所示為連鑄BFe10-1-1管材橫截面組織和不同部位晶粒數(shù)量分布。可見，管材上部晶粒尺寸明顯小于其他部位的晶粒尺寸(圖 3(a))，在相同統(tǒng)計面積內(nèi)(75 mm2)上部晶粒數(shù)(13個)比下部晶粒數(shù)(6個)約多7個，表明管材周向組織分布均勻性較差。

2) 冷型底部設(shè)置熱阻時管材的組織特征

在上述制備參數(shù)不變的條件下，改變熱阻角所制備管材的側(cè)面組織如圖4所示。為了定量描述圖4中的晶粒生長方向的情況，統(tǒng)計了圖4中晶粒生長方向與管材軸向的夾角θ1，將連鑄時管材橫截面的頂部位置記為 0°，沿順時針方向繞橫截面周長每間隔 45°進行測量，每個部位測量5次，取平均值，結(jié)果如表2所列。表2中V表示“V”形柱狀晶，E表示等軸晶，M表示由等軸晶和柱狀晶組成的混晶。

由圖4和表2可知，熱阻角對管材周向的晶粒形貌及柱狀晶生長方向具有顯著的影響。當(dāng)熱阻角為8°時，管材各部位的晶粒形貌與未設(shè)置熱阻時的相似，θ1為 25°~34° (見圖 4(a))；當(dāng)熱阻角增大至 16°時，管材各部位柱狀晶的θ1明顯減小，為 12°~25°(見圖4(b))，且上部的“V” 形柱狀晶轉(zhuǎn)變?yōu)檩S向取向程度較高的柱狀晶，θ1約為8°，表明柱狀晶組織的軸向取向程度增大；當(dāng)熱阻角增大至32°時，管材各部位柱狀晶的θ1進一步減小，為 11°~17°，柱狀晶軸向取向程度顯著提高，且各部位柱狀晶θ1的差異較小。

圖2 未設(shè)置熱阻時HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材外表面宏觀組織Fig. 2 Macrostructures of external surface of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting without setting thermal resistance:(a) Vertical view; (b) Front view; (c) Bottom view

圖5所示為熱阻角為 32°時連鑄管材周向不同部位的晶粒形貌。對比圖2和5可知，與未設(shè)置熱阻相比，熱阻角為32°時HCCM水平連鑄管材柱狀晶的軸向取向程度及其均勻性均明顯提高。

當(dāng)熱阻角繼續(xù)增大至 48°時，管材的上部和下部都形成了等軸晶區(qū)，而管材的側(cè)面形成了呈“V”形生長的細(xì)而短的柱狀晶組織，如圖4(d)所示。當(dāng)熱阻角為 64°時，管材上部和下部形成的等軸晶區(qū)增大，側(cè)面的柱狀晶區(qū)減小，如圖4(e)所示。

圖 6所示為不同熱阻角條件下HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材橫截面組織；圖7所示為不同熱阻角條件下連鑄管材橫截面不同部位的晶粒數(shù)量分布圖。當(dāng)熱阻角為8°時，管材下部晶粒尺寸明顯大于其他部位的晶粒尺寸(見圖6(a))，在相同統(tǒng)計面積內(nèi)(75 mm2)下部晶粒數(shù)(6個)比其他部位晶粒數(shù)(11~12個)少 5~6個；當(dāng)熱阻角為 16°時，管材各部位的晶粒數(shù)量稍有增加，各部位晶粒數(shù)量的差異減?。划?dāng)熱阻角增大至32°時，管材各部位的晶粒數(shù)量明顯增多(22~25個)，且各部位晶粒數(shù)量的差異顯著減小， 管材組織的均勻性明顯提高。當(dāng)熱阻角進一步增大至48°和64°時，管材表面附近出現(xiàn)較多的細(xì)晶，并形成了徑向柱狀晶組織(見圖 6(d)和(e))。

圖3 未設(shè)置熱阻時HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材橫截面組織和晶粒數(shù)量分布Fig. 3 Cross-section microstructure (a) and grain number distribution (b) of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting without setting thermal resistance

圖4 不同熱阻角條件下HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材側(cè)面組織Fig. 4 Lateral microstructures of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting at different thermal-resistance angles: (a) 8°; (b) 16°;(c) 32°; (d) 48°; (e) 64°

表2 不同熱阻角條件下HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材周向外表面組織參數(shù)Table 2 Circumferential macrostructure parameters of external surface of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting at different thermal-resistance angles

圖5 熱阻角為32°時HCCM水平連鑄管材外表面宏觀組織Fig. 5 Macrostructures of external surface of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting at thermal-resistance angle of 32°:(a) Vertical view; (b) Front view; (c) Bottom view

圖7 不同熱阻角條件下HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材橫截面晶粒數(shù)量分布Fig. 7 Grain number distribution of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting at different thermal-resistance angles

2.2 熱阻角對管材力學(xué)性能的影響

圖8所示為不同熱阻角條件下所制備管材的抗拉強度和斷后伸長率。由圖8可知，當(dāng)未設(shè)置熱阻時，管材上部、側(cè)部和下部的抗拉強度分別為 246、231和243 MPa， 斷后伸長率分別為44.5%、42%和39.5%，管材不同部位的抗拉強度和斷后伸長率的差異較大。

當(dāng)熱阻角為8°時，管材的抗拉強度和斷后伸長率變化不明顯。當(dāng)熱阻角增大至16 °和32° 時, 管材的抗拉強度降低，而斷后伸長率增大，并且管材不同部位的抗拉強度和斷后伸長率的差異明顯減小。當(dāng)熱阻角為 32°時，管材上部、側(cè)部和下部的抗拉強度分別為231、227和227 MPa， 斷后伸長率分別為45.8%、45.8%和44.0%。

當(dāng)熱阻角增大至48°和64°時，管材的抗拉強度明顯增大，而斷后伸長率則明顯降低，例如熱阻角為64°時，管材上部、側(cè)部和下部的抗拉強度分別為 264、245和257 MPa， 斷后伸長率分別為35.8%、35.8%和36.5%。

2.3 熱阻角對管材固-液界面位置和形狀的影響

HCCM水平連鑄過程中管材組織的形成、生長和分布特征與其固-液界面位置、形狀和周向溫度場分布密切相關(guān)。為此，本文作者采用Procast軟件，對不同熱阻角冷型結(jié)構(gòu)時d50 mm×5 mm BFe10-1-1管材HCCM水平連鑄過程溫度場進行模擬，獲得穩(wěn)態(tài)溫度場分布圖，并確定管材連鑄過程中的固-液界面位置和固-液界面形狀，結(jié)果如圖9所示。

圖8 不同熱阻角條件下HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材的抗拉強度和斷后伸長率Fig. 8 Tensile strength (a) and elongation to failure (b) of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting at different thermal-resistance angles

將圖9所示模型的最右端O點定義為鑄型入口，A點為管材上部固-液界面位置(本文中的固-液界面定義為凝固過程固相線溫度1094 ℃的等溫面)，B點為管材下部固-液界面位置，a為A點與鑄型入口的水平距離，b為B點與鑄型入口的水平距離，固-液界面與管材軸向的平均夾角可近似為AB與管材軸向的夾角θ2，距離鑄型入口小于80 mm時為熱型段區(qū)，距離鑄型入口大于110 mm時為冷型段區(qū)，距離鑄型入口80~110 mm之間區(qū)域為熱型段和冷型段之間的過渡區(qū)。

圖9 HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材固-液界面形狀和位置Fig. 9 Liquid-solid interface shape and position of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting

表 3 不同熱阻角條件下連鑄 BFe10-1-1管固-液界面位置及固-液界面與管材軸向的夾角Table 3 Liquid-solid interface position and angle between interface and axial direction of BFe10-1-1 tube

表 3所列為不同制備條件下管材固-液界面位置及固-液界面與管材軸向的夾角θ2。由表 3可知，當(dāng)未設(shè)置熱阻時，固-液界面處于過渡區(qū)內(nèi)，固-液界面與管材軸向的夾角θ2為76.4°。當(dāng)熱阻角為8°時，固-液界面位置和θ2變化較小。當(dāng)熱阻角增大至16°和32°時，固-液界面向冷型入口方向移動，但仍處于過渡區(qū)內(nèi)，θ2分別增大至 82.6°和 83.4°。當(dāng)熱阻角繼續(xù)增大至48°和64°時，固-液界面繼續(xù)向冷型移動，且完全進入了冷型。

為了描述 HCCM 水平連鑄管材周向不同部位溫度分布情況，根據(jù)管材溫度分布呈面對稱的特點，可將管材外表面頂部位置記為0°，沿順時針或逆時針方向繞其橫截面每間隔 45°的外表面位置分別取點，提取相應(yīng)位置合金液相線溫度TL(1148 ℃)和固相線溫度TS(1094 ℃)對應(yīng)的軸向坐標(biāo)，分別記為XL和XS，可以獲得連鑄過程中管材周向不同位置在凝固區(qū)域的平均軸向溫度梯度GA=(TL-TS)/(XL-XS)，結(jié)果見表4。

由表4可知，HCCM水平連鑄過程中，管材周向不同位置的平均軸向溫度梯度GA不同，隨著測量角度的增大，GA逐漸增大，即管材頂部(0°)的GA最小，底部(180°)的GA最大，側(cè)部的GA位于兩者之間。當(dāng)未設(shè)置氣隙時，管材周向不同位置的GA相差較大，GA由頂部位置的 2.7 ℃/mm增大至底部位置的5.3 ℃/mm。當(dāng)熱阻角為8°時，管材GA基本沒有變化。當(dāng)熱阻角增大至16°和32°時，管材不同位置的GA減小，并且不同位置GA的差異減小，GA的范圍為2.1~3.4 ℃/mm。進一步增大熱阻角至48°和64°時，管材的GA以及不同位置GA的差異明顯減小，GA的范圍為1.6~1.8 ℃/mm。可見，增大熱阻角使HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材的軸向溫度梯度減小，管材周向溫度分布更加均勻。

表4 不同熱阻角條件下連鑄BFe10-1-1管材在凝固區(qū)域的平均軸向溫度梯度Table 4 Average axial temperature gradient in solidified zone of BFe10-1-1 tube at different thermal-resistance angles

根據(jù)上述實驗結(jié)果可知，在本實驗BFe10-1-1管材HCCM水平連鑄制備參數(shù)保溫溫度為1250 ℃、熱型段加熱溫度為1200 ℃、拉坯速度為50 mm/min的條件下，結(jié)晶器冷型底部設(shè)置合理的熱阻角為 32°。在此條件下，所制備BFe10-1-1管材柱狀晶組織的軸向取向程度明顯提高，管材周向組織和力學(xué)性能均勻性明顯改善。

3 討論

3.1 熱阻對連鑄傳熱行為的影響

結(jié)晶器冷型底部設(shè)置熱阻對 BFe10-1-1管材HCCM水平連鑄過程凝固傳熱行為產(chǎn)生顯著影響。溫度場的模擬結(jié)果表明，熱阻角對連鑄過程 BFe10-1-1管材固-液界面位置、形狀和周向溫度場分布具有顯著影響。

圖 10所示為結(jié)晶器冷型底部設(shè)置熱阻前后結(jié)構(gòu)變化示意圖。當(dāng)未設(shè)置熱阻時，BFe10-1-1管材凝固收縮和自重導(dǎo)致已凝固管材與石墨鑄型內(nèi)表面形成不均勻的氣隙，上部氣隙大于下部氣隙，冷型對凝固區(qū)管材上部的散熱強度較小，而冷型對凝固區(qū)管材下部的散熱強度較大，一方面使管材上部的溫度梯度明顯小于管材下部的，造成凝固時管材周向溫度場分布不均勻(見表4)；另一方面，使管材上部固-液界面位置靠近冷型，而管材下部固-液界面位置相對靠近熱型，導(dǎo)致固-液界面與管材軸向的夾角θ2(76.4°)明顯小于90°(見表 3)。

圖10 結(jié)晶器冷型底部設(shè)置熱阻前后結(jié)構(gòu)變化示意圖Fig. 10 Schematic diagram showing structure change of cold mold with thermal resistance (a) and without thermal resistance(b)

在冷型段石墨鑄型底部與水冷銅套之間設(shè)置氣隙熱阻，降低了冷型對管材下部的散熱強度，導(dǎo)致管材下部固-液界面向冷型移動，而冷型對管材上部的散熱強度基本不變。因此，設(shè)置熱阻后，可以減小凝固時管材上部和下部傳熱行為的差異，改善管材周向傳熱的均勻性，使管材周向溫度場分布均勻性提高以及固-液界面與管材軸向的夾角θ2增大。另外，設(shè)置熱阻降低了冷型對管材的整體散熱強度，導(dǎo)致管材固-液界面向冷型移動(見表3)，冷型對管材凝固時的徑向散熱增大，使管材的軸向溫度梯度減小(見表4)。

當(dāng)熱阻角為8°時，冷型對管材下部散熱強度的變化影響較小，熱阻對改善管材周向傳熱均勻性的程度較小，因此，固-液界面位置、固-液界面與管材軸向的夾角θ2以及周向溫度分布的變化較小。當(dāng)熱阻角增大至 32°時，冷型對管材下部的散熱強度明顯降低，改善了管材周向傳熱的均勻性，提高了管材周向溫度分布的均勻性，使固-液界面與管材軸向的夾角θ2增大(見表3)；同時，增大熱阻角降低了冷型對管材的整體散熱強度，導(dǎo)致固-液界面明顯向冷型移動，使管材的軸向溫度梯度減小。當(dāng)熱阻角繼續(xù)增大至 48°和64°時，由于冷型的散熱強度顯著下降，導(dǎo)致固-液界面完全進入冷型，管材以徑向散熱為主，使其軸向溫度梯度明顯減小。

3.2 熱阻對管材組織的影響

固-液界面位置和形狀是影響HCCM水平連鑄過程中管材柱狀晶組織的形成和生長的重要因素。當(dāng)固-液界面位于熱型和冷型之間的過渡區(qū)時，管材凝固時的熱傳導(dǎo)主要沿軸向，固-液界面前沿建立較高的軸向溫度梯度，有利于形成強軸向取向的柱狀晶組織[7]。在本實驗條件下，當(dāng)冷型底部未設(shè)置熱阻和熱阻角為8°~32°時，HCCM水平連鑄過程中BFe10-1-1管材的固-液界面位置均處于熱型和冷型之間的過渡區(qū)內(nèi)(見表3)，因此形成了明顯的軸向取向的柱狀晶組織(見圖 2(b)和 4(a)~(c))。

在HCCM水平連鑄過程中，由于凝固時管材上部的凝固位置靠近冷型，而管材下部的凝固位置靠近熱型，導(dǎo)致固-液界面與其橫截面存在夾角(90°-θ2)(見圖9)，所以凝固區(qū)同一橫截面內(nèi)的金屬液在冷型下部首先開始凝固，形成晶核。金屬凝固過程中晶粒易生長方向與垂直于固-液界面前沿的總熱流方向相反[17-18]，因此，在 HCCM 水平連鑄過程中，冷型下部率先形核的晶粒沿著與總熱流相反的方向生長。由于固-液界面與管材軸向的夾角θ2(76.4°，見表3)明顯小于90°，從而形成了與管材軸向成夾角θ1生長的柱狀晶(理論上θ1和θ2互為余角，但在實際連鑄過程中管材受拉坯運動、復(fù)雜傳熱行為等因素的影響，θ1和(90°-θ2)存在偏差)， 如圖 2(b)所示。另外，由于 HCCM水平連鑄過程管材的傳熱行為呈面對稱分布，管材下部形核的晶粒分別沿著管材的兩個側(cè)面向上部生長，導(dǎo)致管材上部和下部都形成了“V”形柱狀晶(見圖2 (a)和(c))，造成管材周向組織分布不均勻現(xiàn)象，管材晶粒生長情況的示意圖如圖11(a1)、(a2) 和(a3)所示。

圖11 冷型底部未設(shè)置熱阻和熱阻角為32°時HCCM水平連鑄管材晶粒生長示意圖Fig. 11 Schematic diagrams of grain growth of BFe10-1-1 tube produced by HCCM casting without thermal-resistance angle ((a1),(a2), (a3)) and with thermal-resistance angle of 32°((b1), (b2), (b3)): (a1), (b1) Vertical view; (a2), (b2) Front view; (a3), (b3) Bottom view

另外， HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材橫截面的組織不均勻，上部晶粒的數(shù)量明顯多于管材下部晶粒數(shù)量，且平均尺寸較小。其原因在于：1) 凝固時管材上部的凝固位置靠近冷型，易受冷型強激冷作用的影響而形成數(shù)量較多的晶粒，而管材下部的凝固位置靠近熱型，凝固形成的晶粒數(shù)量較少；2) 管材下部區(qū)域的固-液界面形狀凸向液相區(qū)(見圖 11(a3))，下部晶?？裳刂懿膬蓚?cè)生長，而上部區(qū)域的固-液界面形狀凹向液相區(qū)(見圖11(a1)，上部晶粒由于受到傳熱方向以及管材側(cè)面晶粒生長的限制難以向管材兩側(cè)生長。

在冷型底部設(shè)置熱阻，可有效提高管材周向傳熱和溫度分布的均勻性。當(dāng)熱阻角為8°時，冷型底部形成的熱阻較小，對周向溫度場、固-液界面位置及其與管材軸向夾角θ2的影響較小(見表3和4)，因此，管材組織形貌、柱狀晶生長方向與軸向的夾角θ1變化不明顯。

當(dāng)熱阻角增大至 32°時，明顯提高了管材周向傳熱和溫度分布的均勻性(見表4)，使柱狀晶生長方向與管材軸向的夾角θ1明顯減小，柱狀晶軸向取向程度顯著提高，管材周向不同部位柱狀晶的軸向取向程度的差異減小。另外，提高凝固區(qū)溫度場分布均勻性，使凝固時管材橫截面晶粒形核數(shù)量和生長的差異減小，因此，管材橫截面各部位晶粒數(shù)量差異較小，管材組織的均勻性顯著提高。同時，冷型底部設(shè)置熱阻導(dǎo)致固-液界面向冷型移動，受冷型激冷作用的影響而形成數(shù)量較多的晶粒，管材各部位的晶粒數(shù)量增大，而晶粒平均尺寸減小。

當(dāng)熱阻角增大至48°和64°時，冷型對管材散熱強度顯著下降，使固-液界面完全進入冷型(見表3)，管材凝固時的軸向傳熱顯著減小，導(dǎo)致凝固區(qū)的平均軸向溫度梯度明顯減小(見表4)，不利于形成發(fā)達(dá)的軸向取向柱狀晶。另外，在冷型強烈的激冷作用下，管材的表面附近形成較多的細(xì)小晶粒，并且在該條件下管材凝固的熱傳導(dǎo)主要沿徑向，使形核的晶粒沿著徑向生長，形成徑向柱狀晶組織。

3.3 熱阻對管材力學(xué)性能的影響

在本實驗條件下，未設(shè)置熱阻和熱阻角為8°、16°和 32°時制備的管材，都具有典型的軸向取向柱狀晶組織和較少的橫向晶界，在其拉伸變形過程中，位錯在晶粒內(nèi)沿軸向滑移的平均自由程較大、且位錯塞積造成的位錯密度較低，材料在變形過程中加工硬化速率較小，斷裂、破壞前可以承受更大程度的延伸變形[19]，因此具有較高的軸向塑性變形能力，斷后伸長率高于40%。

當(dāng)熱阻角為8°時，管材的組織與未設(shè)置熱阻時管材組織相似(見圖2(b)和4(a))，管材抗拉強度和斷后伸長率的變化較小。隨著熱阻角增大至 32°時，管材柱狀晶的數(shù)量增多(見圖 4(c)和 6(c))，根據(jù)晶界強化原理，管材的抗拉強度應(yīng)該增大，但柱狀晶生長方向與軸向的夾角θ1由未設(shè)置熱阻時的 29°~36°減小為11°~17°，管材柱狀晶軸向取向程度顯著提高，減小了拉伸變形過程中合金橫向晶界的有效面積，降低了材料變形過程中的加工硬化程度，更有利于發(fā)揮軸向取向柱狀晶材料優(yōu)異的軸向延伸變形能力，使其抗拉強度降低和斷后伸長率增大。

當(dāng)熱阻角繼續(xù)增大至48°和64°時，管材形成了以上部和下部的等軸晶粒以及側(cè)面細(xì)而短的柱狀晶構(gòu)成的混晶組織(見圖4(d) 和(e))，晶界數(shù)量明顯增多，在塑性變形過程中，晶界阻礙了位錯的運動，易于在晶界處產(chǎn)生大量的位錯塞積，造成較大應(yīng)力集中，使材料的抗拉強度明顯提高和斷后伸長率顯著降低。

管材周向不同部位的抗拉強度和斷后伸長率的均勻性與其周向組織的均勻性密切相關(guān)。未設(shè)置熱阻時，管材上部和下部組織由“V”形柱狀晶組成，側(cè)部組織為與軸向夾角 29°~36°的柱狀晶，管材周向柱狀晶的形貌、數(shù)量及其與軸向夾角θ1的差異較大，導(dǎo)致管材周向不同部位的抗拉強度和斷后伸長率的差異較大。當(dāng)熱阻角增大至 32°時，管材周向位柱狀晶的形貌、數(shù)量及其與軸向夾角的差異減小，使管材力學(xué)性能的均勻性明顯提高。

根據(jù)上述實驗結(jié)果和分析可知，通過在結(jié)晶器冷型底部石墨模具與水冷銅套之間設(shè)置合理的熱阻角，提高管材周向傳熱的均勻性及周向溫度分布的均勻性，是HCCM水平連鑄BFe10-1-1管材柱狀晶軸向取向程度、周向組織和力學(xué)性能均勻性提高的主要原因。

4 結(jié)論

1) 在HCCM水平連鑄結(jié)晶器的冷型底部設(shè)置熱阻，可有效提高BFe10-1-1管材周向傳熱的均勻性和凝固區(qū)周向溫度分布的均勻性。當(dāng)熱阻角為8°~32°時，固-液界面處于熱型和冷型之間的過渡區(qū)內(nèi)，且隨熱阻角的增大，周向溫度分布均勻性提高；當(dāng)熱阻角增大至48°~64°時，固-液界面完全進入冷型。

2) 未設(shè)置熱阻時，管材周向柱狀晶組織分布不均勻，其上部和下部都出現(xiàn)明顯的“V”形柱狀晶組織，側(cè)部為與軸向夾角為 29°~36°的柱狀晶組織；當(dāng)熱阻角增大至32°時，管材周向的柱狀晶組織分布較均勻，且柱狀晶組織與軸向的夾角減小至 11°~17°；當(dāng)熱阻角為 48°~64°時，管材形成了由等軸晶和細(xì)長柱狀晶構(gòu)成的混晶組織。

3) 未設(shè)置熱阻時，管材上部、側(cè)部和下部的抗拉強度分別為246、231和243 MPa，斷后伸長率分別為44.5%、 42%和39.5%。當(dāng)熱阻角為32°時，管材力學(xué)性能的均勻性提高，其上部、側(cè)部和下部的抗拉強度分別為 231、227和 227 MPa，斷后伸長率分別為45.8%、45.8%和44.0%。

4) BFe10-1-1管材HCCM水平連鑄冷型底部設(shè)置合理的熱阻角為 32°。在冷型底部設(shè)置熱阻，提高HCCM 水平連鑄時管材周向傳熱的均勻性及凝固區(qū)周向溫度場分布的均勻性，是管材柱狀晶軸向取向程度、周向組織和力學(xué)性能均勻性提高的主要原因。

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