鑄錠冒口感應(yīng)加熱技術(shù)研究

趙紅昌 顧 濤 王明家 李艷美 魏宏宇 牛清海

(1.燕山大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院/燕山大學(xué)亞穩(wěn)材料制備技術(shù)與科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北066004；2.秦皇島核誠(chéng)鎳業(yè)有限公司，河北066004)

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鑄錠冒口感應(yīng)加熱技術(shù)研究

趙紅昌1顧 濤1王明家1李艷美2魏宏宇2牛清海2

(1.燕山大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院/燕山大學(xué)亞穩(wěn)材料制備技術(shù)與科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北066004；2.秦皇島核誠(chéng)鎳業(yè)有限公司，河北066004)

開發(fā)了一種鑄錠冒口感應(yīng)加熱新技術(shù)，系統(tǒng)研究了冒口感應(yīng)加熱對(duì)鑄錠凝固過(guò)程的影響規(guī)律。采用有限元模擬方法對(duì)冒口感應(yīng)加熱條件下的鑄錠凝固過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算，得到冒口區(qū)域的電磁場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布并對(duì)縮孔的深度及形狀進(jìn)行預(yù)測(cè)。通過(guò)實(shí)際鑄錠測(cè)溫試驗(yàn)和鑄錠解剖對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，兩者吻合度較高。對(duì)于自然凝固的傳統(tǒng)工藝和應(yīng)用冒口感應(yīng)加熱技術(shù)的兩種鑄錠進(jìn)行了解剖：在自然凝固條件下，縮孔深度為150 mm；感應(yīng)加熱輸入功率為13 kW時(shí)，冒口凝固時(shí)間延長(zhǎng)40%，縮孔深度減少至95 mm。研究結(jié)果表明，感應(yīng)加熱技術(shù)輸入的外熱源可以控制鑄錠冒口凝固進(jìn)程，延緩冒口凝固時(shí)間，減少縮孔深度，并可顯著減小冒口尺寸，提高鑄錠利用率。

鑄錠；感應(yīng)加熱；縮孔；數(shù)值模擬

大型鑄錠凝固過(guò)程中的液態(tài)收縮和凝固收縮必須由冒口進(jìn)行補(bǔ)縮，如果冒口補(bǔ)縮不足，會(huì)導(dǎo)致縮孔深入錠身，嚴(yán)重時(shí)將造成整支鑄錠報(bào)廢。工業(yè)生產(chǎn)中主要采用大尺寸冒口的方法來(lái)保證錠身的充分補(bǔ)縮，這種方法嚴(yán)重降低鑄錠的利用率。因此，如何既能縮小冒口尺寸，又能保證鑄錠質(zhì)量一直是鑄錠領(lǐng)域難以解決的技術(shù)難題。

針對(duì)這一技術(shù)問(wèn)題，一些新的技術(shù)手段和工藝方法應(yīng)運(yùn)而生，其核心是通過(guò)外熱源來(lái)補(bǔ)償冒口的熱量散失，延緩冒口凝固時(shí)間，提高冒口補(bǔ)縮效率。采用的冒口外熱源主要有：電阻加熱，等離子體加熱，石墨電極加熱，電渣補(bǔ)縮等[1-4]。但上述技術(shù)均存在明顯不足，這些加熱方式加熱面積小或者加熱效率低。相比較而言，電磁感應(yīng)加熱是外加交變電磁場(chǎng)在熔體的“透入層”內(nèi)產(chǎn)生焦耳熱的過(guò)程，具有加熱效率高、加熱速度快、加熱過(guò)程便于控制等優(yōu)點(diǎn)。同時(shí)，感應(yīng)加熱還可以產(chǎn)生電磁攪拌效果改善液態(tài)金屬的流動(dòng)狀態(tài)[6-9]，促使枝晶熔斷以及夾雜物上浮，提高鑄錠質(zhì)量。

應(yīng)上述工程應(yīng)用的需求，開發(fā)了鑄錠冒口感應(yīng)加熱專利技術(shù)。本文通過(guò)數(shù)值模擬和鑄錠測(cè)溫及解剖試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)這項(xiàng)新技術(shù)開展了研究工作，分析了冒口感應(yīng)加熱過(guò)程中的磁場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布情況，同時(shí)，得到了不同輸入功率對(duì)鑄錠凝固過(guò)程溫度場(chǎng)、縮孔尺寸及分布的影響規(guī)律。為鑄錠冒口感應(yīng)加熱技術(shù)的推廣應(yīng)用提供了理論方法和試驗(yàn)依據(jù)。

1 感應(yīng)加熱過(guò)程數(shù)學(xué)模型

冒口感應(yīng)加熱過(guò)程涉及電磁場(chǎng)理論分析及瞬態(tài)熱分析，其物理求解模型可以用經(jīng)典的理論數(shù)學(xué)模型加以描述。

1.1 電磁場(chǎng)理論模型

本文涉及中頻感應(yīng)加熱電磁場(chǎng)問(wèn)題，電源頻率較低，滿足似穩(wěn)條件，可忽略位移電流的影響[10]。在似穩(wěn)條件下，Maxwell方程組描述表達(dá)式如下：

▽

式中，H為磁場(chǎng)強(qiáng)度；J為電流密度；B為磁感應(yīng)強(qiáng)度；E為電場(chǎng)強(qiáng)度。

媒質(zhì)本構(gòu)方程如下：

式中，σ為電導(dǎo)率，單位S/m；μ為磁導(dǎo)率，單位H/m。

在模擬計(jì)算中將所研究的場(chǎng)域分為渦流區(qū)和非渦流區(qū)。區(qū)域1為產(chǎn)生感應(yīng)電流的熱熔體渦流區(qū)，區(qū)域2為空氣和源電流區(qū)的非渦流區(qū)。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，引入磁矢量勢(shì)A和電標(biāo)量勢(shì)Φ。

將式(6)、(7)代入式(1)、(2)，并采用庫(kù)侖規(guī)范▽·A=0[7]，在旋度-旋度方程中插入罰函數(shù)項(xiàng)-▽?duì)台尅，可得渦流區(qū)和非渦流區(qū)的場(chǎng)方程分別為：

(8)

(9)

(10)

電磁場(chǎng)模擬計(jì)算過(guò)程中，邊界條件為施加磁矢量平行邊界，在計(jì)算中將工件內(nèi)部軸線定義成平行邊界條件。在研究中區(qū)域足夠遠(yuǎn)的位置做一閉合面或曲線，近似認(rèn)為此閉合曲線上的磁矢量勢(shì)A=0。

1.2 溫度場(chǎng)理論模型

感應(yīng)加熱過(guò)程中熱量傳遞可以由Fourier導(dǎo)熱微分方程描述。

(11)

式中，qv為內(nèi)熱源強(qiáng)度，qv=Q1+Q2；r為極坐標(biāo)；Q1為熔體凝固時(shí)結(jié)晶潛熱項(xiàng)；Q2為焦耳熱；k為熱傳導(dǎo)系數(shù)；ρ為材料密度；c為材料比熱容；t為時(shí)間；L為凝固潛熱；fs為固相率；σ為電導(dǎo)率；ω為角頻率；Ar為電流密度實(shí)部；Ai為電流密度虛部。

在溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)，為了計(jì)算方便可以將熱邊界條件統(tǒng)一用第三類邊界條件表示：

式中，λ為導(dǎo)熱率；heff為等效熱流密度；T為熔體溫度；Tf為環(huán)境溫度。

2 感應(yīng)加熱過(guò)程數(shù)值模擬計(jì)算

本文研究對(duì)象具有明顯的軸對(duì)稱特征，可以采用2D模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。同時(shí)，該數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程涉及電磁場(chǎng)與溫度場(chǎng)的耦合計(jì)算，可以將整個(gè)物理過(guò)程看成是以諧態(tài)的電磁場(chǎng)生成焦耳熱作為熱源的溫度場(chǎng)瞬態(tài)熱分析，該過(guò)程將借助ANSYS軟件順序耦合計(jì)算方法進(jìn)行求解。

2.1 有限元幾何模型及網(wǎng)格劃分

由于研究對(duì)象的軸對(duì)稱性，采用了1/4模型。該模型由鑄錠、耐火磚、保溫劑、錠模、感應(yīng)線圈、空氣等幾部分組成。渦流產(chǎn)生的焦耳熱主要集中在“透入層”內(nèi)，因此將透入層劃分3至5層的網(wǎng)格單元，以適應(yīng)感應(yīng)加熱渦流和溫度場(chǎng)的求解精度，同時(shí)為了提高效率，網(wǎng)格密度由表面向中心逐漸遞減。表1列出了各主要部分幾何模型尺寸。圖1為模型及網(wǎng)格劃分示意圖。

2.2 材料熱物性參數(shù)

鑄錠所用材質(zhì)為MonelK400合金，數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中應(yīng)用的導(dǎo)熱系數(shù)、密度、熱焓、電阻率等主要物理性能參數(shù)均設(shè)置為與溫度相關(guān)的函數(shù)。且試驗(yàn)溫度高于居里溫度，相對(duì)磁導(dǎo)率設(shè)置為1，固相點(diǎn)為1 300℃，液相點(diǎn)為1 350℃。錠模材料為HT250，冒口保溫材料為輕質(zhì)耐火磚。

表1 幾何模型的尺寸

圖1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

2.3 初始條件及邊界條件

溫度場(chǎng)計(jì)算初始條件定義如下：熔體初始溫度為1 400℃，冒口保溫材料為80℃，模具溫度為150℃。鑄錠及模具外表面對(duì)流換熱系數(shù)取65 W/(m2·K)。磁場(chǎng)計(jì)算邊界條件為遠(yuǎn)場(chǎng)空氣，磁邊界為無(wú)限遠(yuǎn)處矢量磁位A=0，感應(yīng)電源輸出頻率為2 200 Hz，以電流密度方式加載初始磁邊界。

3 結(jié)果與討論

3.1 磁力線分布

圖2為感應(yīng)加熱輸入功率為13 kW時(shí)磁力線分布模擬計(jì)算結(jié)果。感應(yīng)加熱過(guò)程中磁力線主要集中在冒口外部。根據(jù)感應(yīng)加熱原理，冒口液態(tài)金屬內(nèi)感生渦流存在集膚效應(yīng)，感應(yīng)加熱過(guò)程中渦流集中在冒口近表面區(qū)域，感應(yīng)加熱產(chǎn)生焦耳熱的86.5%集中在透入層內(nèi)。因此，冒口感應(yīng)加熱主要是透入層內(nèi)渦流生成熱量的過(guò)程，彌補(bǔ)冒口外表面散熱，非常有利于提高冒口補(bǔ)縮作用。

3.2 溫度場(chǎng)分布

圖3為鑄錠凝固過(guò)程溫度場(chǎng)分布。其中圖3(a)反映出錠身的凝固趨勢(shì)：徑向從四周向芯部推進(jìn)，軸向上從底部向頂部推進(jìn)。同時(shí)，發(fā)現(xiàn)錠身發(fā)生凝固的時(shí)候，冒口外表面及頂面溫度顯著下降，部分熔體已經(jīng)發(fā)生了凝固。圖3(c)為凝固進(jìn)行900 s時(shí)的溫度分布，錠身整體溫度降至固相線以下，基本完成凝固。此時(shí)，冒口區(qū)域大部分熔體也發(fā)生凝固，僅有少量熔體存在，并且冒口區(qū)域出現(xiàn)類似“U”型溫度場(chǎng)分布。圖3(e)凝固時(shí)間為950 s時(shí)，冒口區(qū)域存在的少量熔體被閉合的凝固殼包圍，形成熱節(jié)。隨著凝固進(jìn)行，冒口區(qū)域熔體全部凝固。圖3(g)顯示鑄錠整體凝固結(jié)束時(shí)間接近1 000 s。

圖2 磁力線分布

根據(jù)以上結(jié)果可以推測(cè)，對(duì)于傳統(tǒng)鑄錠凝固過(guò)程，該冒口基本能滿足錠身的補(bǔ)縮要求。但是，鑒于錠身整體凝固結(jié)束時(shí)，冒口僅有少量的熔體存在，因此，在這種生產(chǎn)方式下將無(wú)法再進(jìn)一步減小冒口尺寸。

圖3(b)為冒口感應(yīng)加熱時(shí)間為600 s時(shí)溫度場(chǎng)分布，與圖3(a)對(duì)比，錠身凝固趨勢(shì)與傳統(tǒng)凝固基本相似，但是冒口區(qū)域溫度場(chǎng)分布卻明顯不同，圖3(b)僅在冒口頂部較小區(qū)域內(nèi)溫度下降明顯。圖3(d)與圖3(c)相比，錠身已經(jīng)基本凝固，但此時(shí)冒口區(qū)域大部分處于熔體狀態(tài)，這是由于感應(yīng)加熱給冒口輸入的熱量，使得該冒口熔體長(zhǎng)時(shí)間處于高溫狀態(tài)，并且冒口區(qū)域等溫線較為平緩，這種冒口凝固方式不同于傳統(tǒng)鑄錠凝固過(guò)程中的U型或V型分布的等溫線特征。圖3(h)凝固時(shí)間為1 500 s，冒口及錠身已經(jīng)全部凝固。

冒口凝固后期的溫度場(chǎng)分布云圖非常明確地說(shuō)明：感應(yīng)加熱條件下冒口區(qū)域形成近似水平的等溫線分布特征，感應(yīng)加熱冒口的凝固過(guò)程是自下而上推進(jìn)。可以肯定，這種冒口區(qū)域凝固推進(jìn)方式特別有利于冒口對(duì)錠身的充分補(bǔ)縮。

因此，通過(guò)冒口感應(yīng)加熱可以提高冒口補(bǔ)縮效率，減小冒口尺寸，達(dá)到提高鑄錠利用率的目的，這對(duì)于特大型鑄錠，經(jīng)濟(jì)效果會(huì)非常顯著。

(a)自然冷卻條件,600s (b)輸入功率13kW,加熱時(shí)間600s (c)自然冷卻條件,900s (d)輸入功率13kW,加熱時(shí)間900s (e)自然冷卻條件,950s (f)輸入功率13kW,加熱時(shí)間1200s (g)自然冷卻條件,1000s (h)輸入功率13kW,加熱時(shí)間1500s

圖3 溫度場(chǎng)分布云圖

Figure 3 The nephogram of temperature field distribution

(a) 自然冷卻方式 (b) 輸入功率13 kW

圖4 冒口內(nèi)部測(cè)溫點(diǎn)冷卻曲線

Figure 4 The cooling curve of riser at internal temperature measuring point

(a) 自然冷卻 (b) 輸入功率13 kW

3.3 測(cè)溫試驗(yàn)結(jié)果分析

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，使用B型鉑銠熱電偶對(duì)鑄錠凝固過(guò)程進(jìn)行了測(cè)溫試驗(yàn)。在一系列測(cè)溫點(diǎn)中選取一個(gè)特定測(cè)溫點(diǎn)的冷卻曲線表征冒口的凝固特征，所選測(cè)溫點(diǎn)位于冒口內(nèi)部，距冒口中心線50 mm，距冒口下端面80 mm。將實(shí)測(cè)結(jié)果與模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)果如圖4所示。并且進(jìn)行了誤差分析，鑄錠自然冷卻的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的最大誤差值為2.8%，冒口感應(yīng)加熱輸入功率為13 kW時(shí)，最大誤差值為1.5%。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)溫結(jié)果吻合度較高。

3.4 縮孔形態(tài)及縮孔深度

圖5為自然冷卻條件與感應(yīng)加熱輸入功率為13 kW時(shí)的縮孔分布。對(duì)比自然冷卻條件縮孔分布，可以看出輸入功率為13 kW時(shí)，縮孔深度減小。自然冷卻時(shí)縮孔深度為150 mm，輸入功率為13 kW時(shí)縮孔深度減小到95 mm。同時(shí)，縮孔形態(tài)也受感應(yīng)加熱的影響，自然冷卻時(shí)，縮孔為深“V”字型，冒口感應(yīng)加熱時(shí)，縮孔形態(tài)變?yōu)闇\“U”字型。這主要與凝固過(guò)程中冒口凝固方式有關(guān)。同時(shí)從圖5可以看出，模擬計(jì)算結(jié)果與解剖結(jié)果吻合度較高。

4 結(jié)論

(1)系統(tǒng)研究了冒口感應(yīng)加熱技術(shù)及鑄錠凝固過(guò)程，并運(yùn)用計(jì)算機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，得到了不同輸入功率下鑄錠的磁場(chǎng)分布及溫度場(chǎng)分布。溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果表明，冒口感應(yīng)加熱技術(shù)可以控制和改變鑄錠冒口的凝固進(jìn)程，延緩冒口凝固時(shí)間，提高冒口補(bǔ)縮效率。

(2)構(gòu)建了冒口感應(yīng)加熱技術(shù)的數(shù)值模擬模型，通過(guò)實(shí)際鑄錠測(cè)溫試驗(yàn)及解剖驗(yàn)證，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度良好，說(shuō)明該模型可以準(zhǔn)確描述冒口感應(yīng)加熱過(guò)程。

(3)采用冒口感應(yīng)加熱技術(shù)，明顯改善縮孔形態(tài)并且減小縮孔深度，因而可以減小冒口尺寸提高鑄錠利用率。

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編輯 杜青泉

Research on Induction Heating Technology of Ingot Riser

Zhao Hongchang, Gu Tao, Wang Mingjia, Li Yanmei, Wei Hongyu, Niu Qinghai

A new induction heating technology for ingot riser has been developed, and the influence rules of induction heating technology on the solidification process have been researched systematically. By adopting the finite element simulation for the solidification process of ingot under the induction heating condition, the distribution of electromagnetic field and temperature field in the area of riser have been obtained, and the depth and shape of shrinkage have been predicted. Then, by the temperature measurement test of actual ingot and the dissecting experiment of ingot, the results of numerical simulation have been verified with superior data coincidence. Two kinds of ingot with the traditional process of natural solidification and the induction heating technology have been disserted. Under the natural solidification condition, the depth of shrinkage is 150 mm; when the input power of induction heating is 13 kW, the setting time of riser extends 40%, and the depth of shrinkage decreases to 95 mm. The results show that the outer heat source of induction heating technology can control the solidification process of ingot riser, extend the setting time of riser, decrease the depth of shrinkage, and reduce the size of riser significantly as well, so as to improve the utilization of ingot.

ingot; induction heating; shrinkage; numerical simulation

2016—02—17

趙紅昌，男，從事大型鑄錠凝固技術(shù)及數(shù)值模擬研究。

王明家，男，從事大型鑄鍛件材料及制造技術(shù)研究。

TG244+.3；O242.2

A