文章编号：1004-0609(2012)05-1430-10
BFe10白铜管材热冷组合铸型水平连铸凝固温度场模拟
梅 俊，刘新华，谢建新
(1. 北京科技大学 材料先进制备技术教育部重点实验室，北京 100083；
2. 北京科技大学 新材料技术研究院，北京 100083)
摘 要：
建立了热冷组合铸型(HCCM)水平连铸管材温度场模拟模型，采用实验与模拟相结合的方法修正界面的换热系数条件。所建立的HCCM水平连铸全尺寸模拟模型和所施加边界条件的误差小于6%，可较好地模拟实际传热过程的温度场。模拟结果表明：当拉坯速度由20 mm/min增加到110 mm/min时，两相区宽度由20 mm增加至30 mm；当热型段加热温度由1 150 ℃提高到1 300 ℃时，两相区宽度由30 mm减小至12 mm；当冷型段冷却水流量由300 L/h增加到900 L/h时，两相区宽度由30 mm减小至20 mm；当采用增加热阻的改进铸型结构时，两相区宽度由25 mm减小至12 mm。d 50 mm×5 mm BFe10管材HCCM水平连铸合理的制备参数为：熔体保温温度1 250 ℃，连铸拉坯速度50~80 mm/min，热型段加热温度1 200~1 300 ℃，冷型段冷却水流量500~700 L/h。
关键词：
中图分类号：TG249.7；TG146.1 文献标志码：A
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)
Abstract: 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.
Key words: BFe10 alloy; heating-cooling combined mold; horizontal continuous casting; temperature field simulation
BFe10白铜合金具有较高的强度、良好的导热性能和优良的耐蚀性能，其管材作为冷凝管、热交换器管等广泛应用于火电、船舶、海水淡化等领域[1]。白铜管材传统生产采用“半连铸实心铸锭—热挤压管材—冷轧—拉拔”的工艺(简称挤轧拉拔工艺)，由于冷轧/拉伸道次多，加上酸洗、中间退火等工序，总加工工序多达20多个道次[2]，导致工艺流程长、能耗大、成材率低、成本高等一系列问题。
本文作者等开发了一种白铜管材热冷组合铸型(Heating-cooling combined mold, 简称HCCM)水平连铸工艺[3]。前期研究表明，采用该工艺可连铸出表面光亮、具有高轴向取向组织、致密度高的白铜管材。这种管材无需铣面等处理，可直接进行大变形冷轧或拉拔成形。开发HCCM水平连铸新工艺对于缩短传统白铜管材生产工艺流程，提高成材率、降低生产成本具有重要意义。
HCCM水平连铸过程控制的关键是通过工艺参数的合理匹配，精确控制管坯凝固的固液界面位置和温度梯度，从而控制晶体的生长方向和管坯的表面质量。影响HCCM水平连铸的因素较多，如热型段加热温度(热型温度)、冷型段冷却水流量以及拉坯速度等。对于复杂边界条件和多因素耦合作用条件下的温度场分析，数值模拟分析是非常有效的方法[4-5]。
本文作者以BFe10白铜合金(10% Ni, 1% Fe, 1% Mn, 余量Cu，质量分数)为对象，采用Procast软件[6]对HCCM水平连铸过程铸型内的温度场进行模拟分析，研究制备参数及铸型结构对固液界面位置、两相区宽度的影响规律，为工艺优化与缺陷分析提供理论依据。
1 模型与模拟方法
1.1 HCCM水平连铸工艺原理
HCCM水平连铸工艺的基本原理如图1所示。合金在熔炼坩埚4中熔化后，经导流管6进入保温坩埚5中保温；当保温坩埚的温度与热型段Ⅰ的温度达到设定值后，开启牵引机构10进行管材连铸成形。实验时，可通过调整熔体温度、热型段加热温度、冷型段冷却水流量和连铸拉坯速度等，研究制备参数对管材质量的影响。
HCCM水平连铸工艺的主要特点是铸型由加热段(简称热型段)和冷却段(简称冷型段)组成。对热型段采用加热装置进行强制加热，而对冷型段采用水冷铜套进行强制冷却，将管材凝固界面控制在热型段和冷型段过渡区域内，在固液界面前沿建立起较高的轴向温度梯度，从而可抑制晶粒沿管材径向生长，促进晶粒沿轴向生长，获得沿轴向取向的结晶组织，消除普通水平连铸(冷型连铸)时发达的径向柱状晶组织。同时，由于冷型段的存在，管材固液界面位置可在热型段和冷型段过渡区域较大范围内变动，从而有利于避免连续定向凝固法(热型连铸, OCC法)[7]容易出现的拉漏事故，采用较大的拉铸速度实现较大直径和壁厚管材的连铸。
图1 热冷组合铸型水平连铸工艺原理示意图
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
1.2 传热方程及温度场模型的建立
铸造过程温度场的计算采用基于能量守恒的热传导微分方程[8-10]
(1)
式中：ρ为密度，kg/m3；cp为定压比热容，J·kg/K；T为温度，K；t是时间，s；x、y、z是空间坐标轴；L为潜热，J/kg；fs凝固过程中的金属固相分数。
在热传导分析中，根据物体边界处传热的特点不同，边界条件可分为以下三类：
1) 第一类边界条件，给定物体边界上任何时刻的温度分布T=T0;
2) 第二类边界条件，给定物体边界上任何时刻的热流密度分布-nq=q0；
3) 第三类边界条件，给定物体边界与周围环境间的表面传热系数-nq=h(Text-T)。
管材固液界面位于石墨铸型内，因此，以包含铸型、芯棒、水冷铜套和管材的一段热冷组合铸型为对象，建立几何模型，分析铸型长度范围内管材温度场。由于水平连铸过程中管材的收缩导致铸坯和结晶器间产生气隙，且由于结晶器水平放置，重力作用使气隙沿四周分布不均匀[11]，导致管材凝固时上下传热存在差异，因此，在模型建立上选择全尺寸模型，以便对这种传热的非对称性进行模拟。简化的几何模型如图2(a)所示。
1.3 基本假设及边界条件
在模拟之前，对BFe10管材HCCM水平连铸过程做如下简化处理：
1) 考虑稳态过程，即只考虑在设定的边界条件下达到稳定时的温度场；
2) 忽略金属液内部的对流换热和自然对流；
3) 所有部件各向同性，物性参数仅与温度有关；
4) 除结晶潜热外，不考虑其它相变潜热。
图2(b)所示为模型网格划分及边界条件。实际模拟时，管材采用边长为1 mm的四边形，铸型、芯棒和铜套采用边长为2 mm的三角形进行网格划分。由于边界条件是对称施加的，因此图2(b)中只给出了模型上半部分的边界条件。其中边界1、2、3均为等温界面，属于第一类边界条件，边界1、2为金属液流入铸型的端面，温度等同于金属液的温度，边界3为热型段加热温度；边界4上发生铜套与冷却水之间的对流传热，边界5、6上进行辐射传热，均属于第三类边界条件，其传热系数通过计算确定[12-13]；边界7由于在管材内部，可被认为是绝热面。
图2 凝固温度场模型示意图
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
1.4 管材与模具间界面换热系数的处理
由于普通水平连铸过程管材凝固收缩和自重的影响，管材与铸型和芯棒之间的换热较为复杂。如图3所示，换热界面包括管材外表面与铸型顶部内表面(见图3(a)区)、管材外表面与铸型底部内表面(见图3(d)区)、管材内表面与芯棒顶部外表面(见图3(b)区)、管材内表面与芯棒底部内表面(见图3(c)区)等典型情况。管材在铸型内凝固收缩时，与芯棒紧密接触，并且由于重力作用，管材底部与铸型同样紧密接触，在处理这类界面换热系数(见图3(b)、(c)和(d)区)时，可采用实测底部石墨铸型内上下两排多点温度(如图3所示), 通过反问题求解法推出石墨铸型内侧换热边界条件, 以此作为管材与芯棒、管材底部与铸型间界面换热系数[14-16]。在处理管材外表面与顶部铸型内表面间界面换热系数(见图3(a)区)时，由于金属液在凝固之前与铸型接触紧密，这时它们之间的传热以热传导的方式进行，界面换热系数较大；当铜管发生凝固后，由于凝固收缩和自身重力的影响，使得铜管表面与石墨套之间形成了气隙，这时它们之间的传热主要是通过气隙的热传导进行，因此，本研究设定金属液与石墨铸型间的换热系数为常数，金属液凝固成管材后与铸型间的换热系数按气隙传热计算[17]。
图3 管材与模具间换热界面示意图
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
1.5 模拟误差分析
在制备参数为熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度(热型温度)1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min条件下进行预备实验，实验结束后，将图4(a)所示的石墨铸型取出，沿轴线剖切，可观察到如图4(b)所示的现象。
从图4(b)中划痕初始位置以及金属薄膜的位置，通过分别测量L1和L2，可确定固液界面位置，即图4(b)中白色虚线位置，虚线左侧为未凝固区(液相+固液两相)，右侧为凝固区(固相)。
将测量的L1和L2在HCCM装配图中标记，即可得到图5所示固液界面位置示意图。由图5可知，管材凝固的固液界面位于热型段和冷型段之间的区域，并且固液界面与水平方向成小于90°的角度。
借助上述确定管材固液界面位置的方法，对预备实验不同制备参数条件下的管材固液界面位置进行实测，将实测结果与模拟结果进行对比，对界面换热系数进行修正，分析模型误差，以确定更接近实际传热状态的传热模型。
图6所示为熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min条件下的模拟结果示意图。其中图6(a)所示为温度分布云图，图6(b)所示为固相分数图，结合温度分布和固相分数图，可以确定该制备参数条件下的固液界面位置。
图4 热冷组合铸型结构示意图及实验后石墨模具沿轴线剖面图
Fig. 4 Schematic diagram of mold location (a) and profile along axis after casting experiment (b)
图5 固液界面位置示意图
Fig. 5 Schematic diagram of liquid-solid interface position
利用Procast中自带的连铸速度参数设置，进行不同拉坯速度条件下温度场的模拟，并将模拟结果以装配图中固液界面位置的形式表示，通过与实验获得的数据对比，可以判断模型的可靠性。
图7所示为不同拉坯速度条件下固液界面位置示意图。由图7可知，模拟结果与实测结果吻合较好，铸型上部固液界面位置吻合度较高，误差较小，铸型下部误差较大，最大误差为6%，出现在图中圆圈标记的数据位置。由此可知，本研究所建立的模型以及施加的边界条件能够反映实际传热情况，可用于温度场模拟。由于管材自身重力的影响，管材上部的固液界面位置比下部更靠近铸型出口。只要控制管材上部的固液界面位置在热型段和冷型段交界处，则下部和中部的固液界面位置必定会在这一区间或热型段区间，而不会位于冷型段区间。因此，以下的温度提取及模拟结果分析主要考察管材上部的情形。
1.6 模拟条件
温度场模拟时的管材尺寸为d50 mm ×5 mm。熔化温度1 250 ℃和保温温度1 250 ℃固定不变。其余 制备参数变化范围如下：拉坯速度20~110 mm/min，热型段加热温度1 150~1 300 ℃，冷型段冷却水流量300~900 L/h。
2 计算结果与讨论
2.1 制备参数对固液界面位置的影响
采用本研究建立的模型，计算不同制备参数条件下的铸型温度场，研究制备参数对管材凝固界面的影响规律。
2.1.1 拉坯速度的影响
在熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h的条件下，计算了不同拉坯速度时管材的温度分布，结果如图8所示。其中铸型长度为237 mm，右侧为铸型出口端，热型段和冷型段的位置和宽度分别如图8所示。图中双箭头宽度为液相线与固相线之间的距离，即固液两相区宽度；两相区越宽，管材凝固界面前沿的温度梯度越小，越不利于轴向热传导的建立。由于两相区内管材固液相共存，两相区越宽，热裂纹、表面粗糙等缺陷产生的几率越大。为了获得沿轴向取向显著，表面质量高的管材，固液界面应控制在热型段和冷型段之间的过渡区域内，并减小两相区宽度，提高管材凝固界面前沿的温度梯度，从而获得组织沿轴向取向显著的管材。
图6 模拟结果示意图
Fig. 6 Schematic diagram of simulation results: (a) Temperature contours; (b) Solid fraction contours
图7 不同拉坯速度条件下固液界面位置示意图
Fig. 7 Schematic diagram of liquid-solid interface position under different casting speeds
图8 不同拉坯速度管材温度分布
Fig. 8 Temperature distributions of tube under different drawing speeds in HCCM continuous casting process
由图8可知，当拉坯速度为20 mm/min时，固液界面位置位于热型段，两相区宽度约为20 mm；随着拉坯速度的提高，固液界面向铸型出口的方向移动，两相区宽度增加。当拉坯速度为50 mm/min时，固液界面位置位于热型段和冷型段之间的过渡区域内，两相区宽度约为25 mm；当拉坯速度为80 mm/min时，固液界面及整个两相区均位于过渡区域内，两相区宽度约为25 mm；而当拉坯速度为110 mm/min时，固液界面进入冷型段，两相区宽度约为30 mm。通过分析可知拉坯速度对固液界面位置的影响较大。另外随着拉速的的提高，铸型出口处管材温度升高，实际实验过程中需要增加喷水冷却系统，以防止管材出铸型后的过度氧化。
综上所述，在考虑固液界面位置和两相区宽度以及制备效率的情况下，在本研究模拟条件下，合理的连铸拉坯速度范围为50~80 mm/min。
2.1.2 热型段加热温度的影响
在熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min的条件下，计算了不同热型段加热温度(热型温度)时管材的温度分布，如图9所示。由图9可知，随着热型温度由1 150 ℃升高至1 300 ℃，固液界面向铸型出口方向移动，但均在热型段和冷型段之间的过渡区域内，未进入冷型段；两相区宽度减小，由1 150 ℃时的30 mm减小到1 300 ℃时的12 mm；而铸型出口管材温度变化不大。由此可知，热型温度对固液界面位置影响较大，但对铸型出口处管材温度影响较小；提高热型温度，有利于促进结晶沿轴向(拉坯方向)的生长，提高结晶的轴向取向度。
图9 不同热型段加热温度管材温度分布
Fig. 9 Temperature distributions of tube under different mold heating temperatures in HCCM continuous casting process
综上所述，在考虑固液界面位置和两相区宽度，以及有利于进一步提高拉坯速度的情况下，在本模拟条件下，合理的热型段加热温度为范围为1 200~ 1 300 ℃。
2.1.3 冷型段冷却水流量的影响
在熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、拉坯速度50 mm/min的条件下，计算了冷型段不同冷却水流量对管材温度分布的影响，如图10所示。由图10可知，当冷型段冷却水流量为300 L/h时，两相区宽度约为30 mm，固液界面位于冷型段，并且铸型出口处管材温度较高。随着冷却水流量由500 L/h增大到900 L/h，固液界面在热型段和冷型段的过渡区域向铸型入口方向移动，但两相区宽度变化不大，均维持在20 mm左右。冷却水流量超过700 L/h后，固液界面位置变化不明显。继续增加冷却水流量，并不能显著增加热型段的温度梯度。
综上所述，在本研究模拟条件下，合理的冷型冷却水流量范围为500~700 L/h。
图10 不同冷型段冷却水流量管材温度分布
Fig. 10 Temperature distributions of tube under different cooling water flow rates in HCCM continuous casting process
2.2 模具结构对固液界面位置的影响
由于石墨材料具有良好的导热能力，当热型段和冷型段石墨模具为一体，或虽然为二段结构，但其端面紧密接触时，沿石墨模具长度方向产生大的热传导，不利于建立高的轴向温度梯度。为了提高热型段和冷型段过渡区域内的温度梯度，改善铸坯表面质量和促进结晶沿轴向取向生长，可采取措施在热型段和冷型段之间增加热阻，减小石墨铸型沿轴向的传热，从而增大轴向温度梯度。在熔化温度1 250 ℃、保温温度 1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min的条件下，模拟了不同铸型结构对连铸温度场的影响，结果如图11所示。两种铸型结构的差别在于：整体铸型(见图11(a))由于石墨的良好导热，热型段和冷型段之间的热干扰影响较大，如图11(b)和图12所示，两相区宽度较大(约为25 mm)，固液界面前沿温度梯度较小；而改进后的铸型结构(见图11(c))通过在热型段和冷型段人为增加热阻，能够有效减小铸型加热和冷却之间的干扰，如图11(d)和图12可知，两相区宽度(约12 mm)明显减小，固液界面前沿温度梯度增加。
图11 不同铸型结构模拟结果(温度云图)
Fig. 11 Simulation results of different mold structures (temperature contours): (a), (b) Mold model of whole structure; (c), (d) Mold model of improved structure
图12 不同铸型结构管材温度分布
Fig. 12 Temperature distributions of tube under different mold structures in HCCM continuous casting process
上述结果表明，在不提高熔体温度或热型段加热温度的情况下，通过合理的铸型设计可以有效提高管材凝固界面前沿的温度梯度，进而改善管材的组织取向。
根据模拟结果，当制备参数控制在如下范围：熔体保温温度1 250 ℃，连铸拉坯速度控制在50~80 mm/min，热型段加热温度1 200~1 300 ℃，冷型段冷却水流量500~700 L/h，管材的凝固界面可控制在热型段和冷型段过渡区内，HCCM水平连铸可稳定进行，获得具有良好表面质量和沿拉坯方向的取向组织。
3 实验验证
采用整体铸型，在熔化温度1 250 ℃、保温温度 1 250 ℃、热型段加热温度1 150 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度50 mm/min条件下进行了HCCM连铸实验，连铸管材形貌如图13(a)所示。由图13(a)可知，管材表面出现了明显的纵向条纹。根据图8所示的模拟结果可知，虽然此时管材凝固两相区宽度较窄，凝固界面前沿具有较大的温度梯度，但由于整个两相区及固液界面位置均靠近热型段，管材凝固过程中与热型段，凝固后与过渡段和冷型段的接触摩擦长度大，造成连铸管材表面产生纵向条纹，并影响铸型的使用寿命。
在熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h、拉坯速度110 mm/min的条件下，进行了HCCM连铸实验，连铸管材形貌如图13(b)所示。由图13(b)可知，管材表面出现了横向裂纹。根据图8所示的模拟结果可知，此时管材的固液界面进入了冷型段，且两相区较宽，导致了热裂纹缺陷的出现。
采用改进后的铸型结构，在熔化温度1 250 ℃、保温温度1 250 ℃、热型段加热温度1 200 ℃、冷型段冷却水流量700 L/h，拉坯速度50 mm/min条件下，制备了高质量的白铜管材，管材形貌及金相如图14所示。
由图14(a)可知，连铸管材的内外表面光亮，无橘皮、微裂纹等表面缺陷，可不进行铣面直接进行后续轧制[3]。由图14(b)可知，管材横截面上壁厚均匀。由图14(c)可知，连铸管材组织为明显沿轴向取向生长的柱状晶组织，枝晶主干方向与管材轴向存在一定角度，并且沿生长方向不完全连续，一次枝晶主干间距100~150 μm。这是由于水平连铸上下传热不均匀，固液界面与水平方向成一定角度，同时枝晶沿近乎垂直于固液界面的方向生长，因此，枝晶与轴向会存在一定角度，并且无法沿轴向连续生长。
图13 连铸管材表面的纵向条纹和横向裂纹
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
图14 连铸管材形貌及金相
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
模拟分析和连铸实验结果表明，只要将管材凝固界面位置控制在热型段和冷型段过渡区间内，并将两相区宽度控制在10~25 mm范围内，就能保证连铸管材具有沿轴向取向组织和良好的表面质量。当采用改进的铸型结构时，d 50 mm×5 mm BFe10管材合理的HCCM水平连铸制备参数范围为：熔体保温温度1 250 ℃，拉坯速度50~ 80 mm/min，热型段加热温度1 200~ 1 300 ℃，冷型段冷却水流量500~700 L/h。
4 结论
1) 所建立的HCCM水平连铸全尺寸模拟模型和所施加边界条件的误差小于6%，可较好地模拟实际传热过程的温度场。
2) 随着拉坯速度的提高，管材凝固界面向铸型出口方向移动，两相区宽度增加，由拉坯速度20 mm/min时的20 mm增加到110 mm/min时的30 mm；随着热型段加热温度的提高，管材凝固界面向铸型出口的方向移动，两相区宽度减小，由1 150 ℃时的30 mm减小到1 300 ℃时的12 mm；随着冷却水流量的增大，固液界面向铸型入口方向移动，两相区宽度变化不大，保持为20 mm左右。
3) 不同铸型结构对HCCM水平连铸温度场有明显的影响，采用在热型段和冷型段之间人为增加热阻的改进铸型结构，能显著提高管材凝固界面前沿的温度梯度，两相区宽度由25 mm减小为12 mm。
4) 温度场模拟及实验结果表明：d50 mm×5 mm BFe10管材HCCM水平连铸合理的制备参数范围如下：合金熔体保温温度1 250 ℃，连铸拉坯速度50~80 mm/min，热型段加热温度1 200~1 300 ℃，冷型段冷却水流量500~700 L/h。
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(编辑 何学锋)
基金项目：国家科技支撑计划资助项目(2011BAE23B00)
收稿日期：2011-05-29；修订日期：2012-04-09
通信作者：谢建新，教授，博士；电话：010-62332254；E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn
摘 要：建立了热冷组合铸型(HCCM)水平连铸管材温度场模拟模型，采用实验与模拟相结合的方法修正界面的换热系数条件。所建立的HCCM水平连铸全尺寸模拟模型和所施加边界条件的误差小于6%，可较好地模拟实际传热过程的温度场。模拟结果表明：当拉坯速度由20 mm/min增加到110 mm/min时，两相区宽度由20 mm增加至30 mm；当热型段加热温度由1 150 ℃提高到1 300 ℃时，两相区宽度由30 mm减小至12 mm；当冷型段冷却水流量由300 L/h增加到900 L/h时，两相区宽度由30 mm减小至20 mm；当采用增加热阻的改进铸型结构时，两相区宽度由25 mm减小至12 mm。d 50 mm×5 mm BFe10管材HCCM水平连铸合理的制备参数为：熔体保温温度1 250 ℃，连铸拉坯速度50~80 mm/min，热型段加热温度1 200~1 300 ℃，冷型段冷却水流量500~700 L/h。
