連鑄坯尾端電磁超聲橫波換能機(jī)制分析

王志春，孫雪冬，袁偉

連鑄坯尾端電磁超聲橫波換能機(jī)制分析

王志春，孫雪冬，袁偉

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)信息工程學(xué)院，內(nèi)蒙古包頭 014010)

為了研究電磁超聲橫波檢測(cè)表面溫度為500℃連鑄尾端的坯殼厚度的問(wèn)題，分析此溫度下電磁超聲換能器的換能機(jī)制。本文以坯殼厚度為30 mm的Q235小鋼坯為被測(cè)對(duì)象，利用有限元軟件COMSOL建立圓柱形永磁體和螺旋線圈的電磁超聲換能器模型。分析在鋼坯表面溫度為500℃時(shí)的換能機(jī)制的主導(dǎo)因素，在相同偏置磁場(chǎng)強(qiáng)度和激發(fā)電流下，通過(guò)對(duì)比僅考慮洛倫茲力作用下的位移振幅和洛倫茲力與磁致伸縮應(yīng)力的疊加作用下的位移振幅大小來(lái)分析主導(dǎo)因素，并利用現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)條件進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，同時(shí)分析了激勵(lì)頻率對(duì)換能機(jī)制的影響。研究結(jié)果表明，當(dāng)坯殼表面溫度為500℃時(shí)，隨著頻率增大，橫波激發(fā)換能機(jī)制由兩種機(jī)制轉(zhuǎn)變成洛倫茲力占主導(dǎo)因素，且鐵磁材料降低了電磁超聲換能器的激發(fā)難度，為設(shè)計(jì)電磁超聲換能器系統(tǒng)提供理論基礎(chǔ)。

電磁超聲換能器；洛倫茲力；磁致伸縮；激勵(lì)頻率；高溫鐵磁材料

0 引言

通過(guò)在線檢測(cè)坯殼厚度，可以準(zhǔn)確掌握凝固殼的變化規(guī)律和凝固終點(diǎn)的位置，對(duì)優(yōu)化連鑄工藝具有重要意義。電磁超聲檢測(cè)方法具有非接觸、無(wú)需耦合劑的優(yōu)點(diǎn)，主要應(yīng)用于高溫、在線檢測(cè)等無(wú)損檢測(cè)領(lǐng)域[1]，恰好滿足了坯殼厚度檢測(cè)的環(huán)境要求。

DOBBS[2]發(fā)現(xiàn)了當(dāng)靜態(tài)磁場(chǎng)與工件表面垂直或者平行時(shí)，可以分別激勵(lì)出橫波或縱波，BURROWS等[3]仿真研究溫度高達(dá)900℃的不銹鋼和彈性低碳鋼電磁超聲EMAT厚度檢測(cè)并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。隨著溫度升高，鐵磁材料磁疇壁發(fā)生變化，當(dāng)溫度超過(guò)鐵磁材料的居里點(diǎn)，鐵磁性鋼坯對(duì)外呈現(xiàn)順磁性，只需考慮洛倫茲力[4]。RIBICHINI R等[5]對(duì)電磁超聲換能器進(jìn)行了常溫下鐵磁材料厚度的檢測(cè)并建模和定量分析。

連鑄尾端鋼坯表面溫度為500℃，鋼坯表面處于未磁飽和狀態(tài)。目前，在學(xué)術(shù)界內(nèi)并未發(fā)現(xiàn)在此狀態(tài)下，激發(fā)電磁超聲橫波及其換能機(jī)制的研究。連鑄生產(chǎn)中二冷區(qū)尾端鑄坯的殼厚度，連鑄工藝設(shè)計(jì)者仍需獲得。因此對(duì)溫度在500℃左右的鋼坯表面的電磁超聲換能機(jī)制進(jìn)行了研究。此時(shí)鋼坯表面還存在磁性，這時(shí)不僅考慮洛倫茲力機(jī)制，還要考慮磁致伸縮機(jī)制。將這兩種機(jī)制結(jié)合，并利用磁致伸縮來(lái)提高換能效率，激發(fā)超聲橫波，以達(dá)到測(cè)量坯殼厚度的目的。

1 EMAT的工作原理及數(shù)學(xué)模型

1.1 EMAT的工作原理

EMAT的主要組成部分為圓柱型永磁體、螺旋線圈、被測(cè)試件，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 三維 EMAT結(jié)構(gòu)示意圖

實(shí)際螺旋線圈體波換能器一般采用圓柱型永磁體[6]，且為了提高換能效率、減少縱波的干擾，采用厚度與其直徑相等的設(shè)計(jì)原則。對(duì)于永磁體與線圈的關(guān)系，保持永磁體的直徑與換能器線圈的直徑比為1.5～2[7]。當(dāng)永磁體的寬度不夠或者厚度不夠時(shí)，會(huì)導(dǎo)致激發(fā)不出超聲波，因此在設(shè)計(jì)永磁體時(shí)，應(yīng)該適當(dāng)增大永磁體的厚度與直徑。

對(duì)于螺旋線圈的設(shè)計(jì)，滿足線間距為導(dǎo)波的整數(shù)倍，這樣會(huì)使激發(fā)的超聲波疊加從而增強(qiáng)激發(fā)的超聲橫波模式的信號(hào)，同時(shí)減弱其他模式的信號(hào)。

在外界垂直偏置磁場(chǎng)下，對(duì)螺旋線圈輸入猝發(fā)式高頻電流，線圈周?chē)鷷?huì)產(chǎn)生交變的電磁場(chǎng)，并穿透被測(cè)試件表面，從而在被測(cè)試件表面產(chǎn)生感應(yīng)渦流，通過(guò)其與偏置磁場(chǎng)相互作用，在材料內(nèi)部產(chǎn)生體積力，該力帶動(dòng)鋼坯中的粒子做相同頻率的振動(dòng)，由于粒子高頻率的振動(dòng)，產(chǎn)生超聲橫波(體波)，實(shí)現(xiàn)電-磁-力-聲的轉(zhuǎn)換，也實(shí)現(xiàn)從電磁到聲的能量轉(zhuǎn)換，其接收過(guò)程是激發(fā)的逆過(guò)程。由此可知電磁超聲換能器的參數(shù)：偏置磁場(chǎng)、激勵(lì)電流頻率、驅(qū)動(dòng)電流幅值。設(shè)計(jì)電磁超聲換能器時(shí)也以這三個(gè)方面為依據(jù)進(jìn)行優(yōu)化。

1.2 數(shù)學(xué)模型

由式(2)與(3)可知，洛倫茲力與外加磁場(chǎng)強(qiáng)度成正比。而磁致伸縮應(yīng)變對(duì)材料敏感，具有明顯的非線性和磁場(chǎng)依賴性[8]，因此，選用非線性磁致伸縮模型，此時(shí)，應(yīng)變-位移的本構(gòu)關(guān)系下數(shù)學(xué)模型為：

2 電磁場(chǎng)二維建模及仿真分析

2.1 模型的建立

本文為減少計(jì)算，使用二維仿真模型代替三維模型，永磁體尺寸設(shè)計(jì)為直徑30 mm，厚度30 mm。對(duì)于鋼這類鐵磁性材料，達(dá)到磁飽和需要1.6 T以上的磁場(chǎng)強(qiáng)度。所以為了保證鋼板內(nèi)的磁致伸縮效應(yīng)的存在，在選擇永磁鐵時(shí)，需要保證其剩磁在1.6 T以下[9]。選用永磁體磁場(chǎng)強(qiáng)度為1.2 T，永磁體的內(nèi)稟矯頑力為927 KA·m-1，相對(duì)磁導(dǎo)率為1，提供相對(duì)于被測(cè)試件垂直的磁場(chǎng)方向。螺旋線圈線半徑為0.3 mm，線間距為0.3 mm，提離距離為0.4 mm。EMAT二維建模示意圖如圖2所示。

圖2 EMAT二維建模示意圖

式中，為飽和磁致伸縮系數(shù)；為飽和磁化強(qiáng)度。由式(5)可知，磁致伸縮系數(shù)僅與有關(guān)。但隨著溫度的升高，磁疇結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，飽和磁化強(qiáng)度也隨之減弱。對(duì)于Q235號(hào)鋼，當(dāng)溫度升到800℃時(shí)，磁疇瓦解，由鐵磁性變成順磁性。此時(shí)換能機(jī)制發(fā)生轉(zhuǎn)變，由洛倫茲力與磁致伸縮兩種機(jī)制共同作用轉(zhuǎn)變成洛倫茲力一種機(jī)制發(fā)生作用。由文獻(xiàn)[10]可知，飽和磁化強(qiáng)度與溫度的關(guān)系，如圖3所示。

同時(shí)由文獻(xiàn)[11]求出500℃時(shí)對(duì)應(yīng)的飽和磁化強(qiáng)度為6.6×105A·m-1。鋼板在500℃時(shí)的參數(shù)如表1所示。

表1 鋼板500℃參數(shù)設(shè)置[11]

Table 1 Parameter setting of steel plate at 500℃[11]

泊松比密度/(kg·m-3)飽和磁致伸縮系數(shù) 0.3378504.17×10-6 初始磁化系數(shù)相對(duì)介電常數(shù)相對(duì)磁導(dǎo)率 2151148

在橫波傳播過(guò)程中，密度、泊松比可看成常量[12]。傳播速度速主要是由楊氏模量決定，同時(shí)通過(guò)式(4)可知楊氏模量決定了磁致伸縮效應(yīng)作用下應(yīng)力大小，但由于研究的是鋼坯表面的換能機(jī)制與兩種機(jī)制作用下的位移振幅大小，因此只設(shè)置在500℃時(shí)楊氏模量為1.46×1011 Pa[13-14]，忽略鋼坯內(nèi)部的楊氏模量變化，不考慮橫波傳播速度的變化。

2.2 模型驗(yàn)證及分析

為了研究500℃時(shí)鋼坯表面的激發(fā)橫波的換能機(jī)制，首先對(duì)相對(duì)磁導(dǎo)率不同，不加載磁致伸縮部分，僅考慮洛倫茲力作用下的位移振幅大小進(jìn)行比較。由于產(chǎn)生的是超聲橫波，洛倫茲力的分量遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于分量，因此在比較波的位移振幅大小時(shí)，只比較位移的分量。保證相同的激勵(lì)電流強(qiáng)度、磁場(chǎng)強(qiáng)度與猝發(fā)周期下，分別仿真被測(cè)試件相對(duì)磁導(dǎo)率為1(代表無(wú)磁性金屬材料)、148時(shí)，洛倫茲力增強(qiáng)引起的位移變化情況。此時(shí)超聲橫波在分量上的傳播情況，如圖4所示(圖4中的(8, -0.1)表示采樣坐標(biāo)為8 mm, -0.1 mm，下同)。

(a) 相對(duì)磁導(dǎo)率為1

(b) 相對(duì)磁導(dǎo)率為148

圖4 不同相對(duì)磁導(dǎo)率下橫波分量位移對(duì)比圖

Fig.4 Contrast diagram of displacement in thedirection of shear wave under different relative permeabilities

通過(guò)圖4(a)、4(b)對(duì)比可知，橫波位移的分量振幅增大，當(dāng)僅考慮相對(duì)磁導(dǎo)率變化時(shí)，相對(duì)磁導(dǎo)率增大，被測(cè)物件中的磁化強(qiáng)度增強(qiáng)，通過(guò)式(1)、(3)可知洛倫茲力增強(qiáng)，此時(shí)洛倫茲力的分量也隨之增大，從而使得位移的分量振幅增大。

進(jìn)一步分析，對(duì)于電磁換能器檢測(cè)鐵磁材料來(lái)說(shuō)，位移振幅增大，可以適當(dāng)降低電磁換能器的激發(fā)電流強(qiáng)度。用COMSOL仿真軟件進(jìn)行驗(yàn)證。保持相同的磁場(chǎng)強(qiáng)度與猝發(fā)周期，對(duì)比位移的分量上振幅大小。采用常溫下相對(duì)磁導(dǎo)率為200、電流為10 A，與相對(duì)磁導(dǎo)率為1、電流為15 A進(jìn)行比較，對(duì)比橫波位移的分量下振幅大小，結(jié)果如圖5所示。

(a) 相對(duì)磁導(dǎo)率為200，電流為10 A

(b) 相對(duì)磁導(dǎo)率為1，電流為15 A

圖5 不同相對(duì)磁導(dǎo)率和不同電流強(qiáng)度下橫波位移分量對(duì)比圖

Fig.5 Contrast diagram of displacement in thedirection of shear wave under different relative permeabilities and current intensities

由圖5(a)、5(b)對(duì)比可知，電流為10 A時(shí)位移的分量振幅比電流為15 A時(shí)大，因此當(dāng)被測(cè)物為鐵磁性物時(shí)，可以適當(dāng)降低電磁換能器的激發(fā)電流強(qiáng)度。

由于Q235 號(hào)鋼在溫度500℃時(shí)并沒(méi)有消磁，飽和磁化強(qiáng)度、相對(duì)磁導(dǎo)率以及楊氏模量降低，磁致伸縮系數(shù)發(fā)生變化，但仍為磁性材料，對(duì)比圖4(b)加入磁致伸縮部分，比較此時(shí)的位移振幅大小。在保證激勵(lì)電流強(qiáng)度、磁場(chǎng)強(qiáng)度與猝發(fā)周期相同的前提下，相對(duì)磁導(dǎo)率為148時(shí)，磁致伸縮機(jī)制與洛倫茲力這兩種機(jī)制疊加，此時(shí)產(chǎn)生的橫波在分量測(cè)量坯殼厚度的傳播情況如圖6所示。

與圖4(b)對(duì)比后發(fā)現(xiàn)，在橫波的分量的位移振幅進(jìn)一步增強(qiáng)。此時(shí)主要是由于在考慮磁致伸縮后，由交變電流產(chǎn)生的交變磁場(chǎng)作用于鐵磁材料時(shí)，引起機(jī)械振動(dòng)[15]，從而使得超聲橫波的振幅在分量上增強(qiáng)。

為了在磁致伸縮與洛倫茲力共同作用下，為了提高換能效率，通過(guò)仿真不同頻率下位移振幅的大小，得到在兩種機(jī)制作用下位移振幅的最佳效果。采用COMSOL軟件進(jìn)行仿真驗(yàn)證，并結(jié)合Matlab軟件將COMSOL軟件仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行繪圖，得到如

圖6 磁致伸縮與洛倫茲力這兩種機(jī)制疊加時(shí)的橫波x分量位移圖

圖7所示不同頻率的位移變化圖。

圖7 橫波位移x分量隨頻率的變化圖

由式(4)、(5)可知楊氏模量、相對(duì)磁導(dǎo)率及飽和磁化強(qiáng)度的改變，導(dǎo)致磁致伸縮效應(yīng)也會(huì)相應(yīng)發(fā)生改變。隨著頻率升高，交變磁場(chǎng)強(qiáng)度增強(qiáng)，磁致伸縮效應(yīng)下位移振幅也快速增大。當(dāng)超過(guò)0.8 MHz時(shí)，由于磁致伸縮效應(yīng)不能與激勵(lì)頻率保持一致，此時(shí)磁致伸縮效應(yīng)下的位移振幅大小快速降低，超過(guò)1 MHz時(shí)磁致伸縮效應(yīng)引起的改變很小，此時(shí)洛倫茲力占主導(dǎo)因素。

由以上仿真分析可知，電磁換能器的換能機(jī)制由被測(cè)物決定。在500℃時(shí)，Q235號(hào)鋼由于還存在磁性，仍為鐵磁材料材料，因此換能機(jī)制包含洛倫茲力與磁致伸縮效應(yīng)。洛倫茲力的大小不僅與激勵(lì)電流頻率、驅(qū)動(dòng)電流幅值有關(guān)，還與磁場(chǎng)強(qiáng)度有關(guān)。材料為鐵磁性，不僅兩種換能機(jī)制同時(shí)存在，并且材料帶磁性時(shí)還增加了應(yīng)變力的大小。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

本文主要研究溫度為500℃時(shí)，磁性鋼坯表面的換能機(jī)制。同時(shí)驗(yàn)證當(dāng)其他條件相同時(shí)，鐵磁性材料能否使得回波信號(hào)增強(qiáng)。使用汕頭超聲CTS-409設(shè)備進(jìn)行測(cè)厚，電磁超聲換能器采用單發(fā)工作模式，設(shè)置橫波檢測(cè)，頻率為0.8 MHz，被測(cè)物厚度均為30 mm，進(jìn)行激發(fā)與接收。檢測(cè)無(wú)磁性的物質(zhì)304不銹鋼和有磁性物質(zhì)235號(hào)鋼的回波信號(hào)，并進(jìn)行波峰對(duì)比，得到的304不銹鋼和235號(hào)鋼的回波波形如圖8所示，圖中30 mm為被測(cè)物厚度。

圖8 有或無(wú)鐵磁性材料橫波檢測(cè)的實(shí)驗(yàn)對(duì)比圖

由圖8可知，在相同環(huán)境下，鐵磁性材料會(huì)使電磁超聲換能器的回波信號(hào)增強(qiáng)，因此電磁換能器檢測(cè)鐵磁性材料的激發(fā)電流大小與頻率可以適當(dāng)降低，與仿真結(jié)果一致。

4 結(jié)論

本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)與仿真驗(yàn)證，得出以下結(jié)論：當(dāng)被測(cè)物體存在鐵磁性時(shí)，電磁超聲換能器中激發(fā)電流大小與永磁體磁場(chǎng)強(qiáng)度可以適當(dāng)降低，對(duì)其激發(fā)電路設(shè)計(jì)有利，使得電磁超聲換能器的激發(fā)難度降低。在頻率較低時(shí)，洛倫茲力與磁致伸縮效應(yīng)兩種換能機(jī)制共同存在，當(dāng)激發(fā)頻率升高到0.8 MHz時(shí)激發(fā)效果最好。兩種機(jī)制共同存在，可以提高換能效率、激發(fā)超聲橫波，進(jìn)行測(cè)厚。在整個(gè)頻率變化過(guò)程中，洛倫茲力作用下的位移振幅始終大于磁致伸縮效應(yīng)作用下的位移振幅。

[1] 楊理踐, 李春華, 高文憑, 等. 鋁板材電磁超聲檢測(cè)中波的產(chǎn)生與傳播過(guò)程分析[J]. 儀器儀表學(xué)報(bào), 2012, 33(6): 1218-1223.

YANG Lijian, LI Chunhua, GAO Wenping, et al. Analysis of wave generation and propagation in electromagnetic ultrasonic testing of aluminum sheet[J]. Acta Instrumentalis Sinica, 2012, 33(6): 1218-1223.

[2] DOBBS E R. Electromagnetic generation of ultrasonic waves in metals[J]. Journal of Physics and Chemistry of Solids, 1970, 31(8): 1657-1667.

[3] BURROWS S E , FAN Y , DIXON S. High temperature thickness measurements of stainless steel and low carbon steel using electromagnetic acoustic transducers[J]. NDT and E Internation, 2014, 68: 73-77

[4] 王志春, 袁偉. 基于COMSOL連鑄坯殼測(cè)厚橫波EMAT優(yōu)化[J]. 聲學(xué)技術(shù), 2018, 37(3): 237-242.

WANG Zhichun, YUAN Wei. COMSOR based shear wave EMAT optimization for thickness measurement of continuous casting shell[J]. Technical Acoustics, 2018, 37(3): 237-242.

[5] RIBICHINI R, CEGLA F, NAGY P B, et al. Quantitative modeling of the transduction of electromagnetic acoustic transducers operating on ferromagnetic media[J]. IEEE Transactions on Ultrasonics Ferroelectrics & Frequency Control, 2010, 57(12): 2808-2817.

[6] MAXFIELD B W, FORTUNKO C M. Design and use of electromagnetic acoustic wave transducers(EMATs)[J]. Materials Evaluation, 1983, 41(12): 1399-1408.

[7] 翟國(guó)富, 汪開(kāi)燦, 王亞坤, 等. 螺旋線圈電磁超聲換能器解析建模與分析[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2013, 33(18): 147-154.

ZHAI Guofu, WANG Kaican, WANG Yakun, et al. Analytical modeling and analysis of spiral coil electromagnetic ultrasonic transducer[J]. Chinese Journal of Electrical Engineering, 2013, 33(18): 147-154.

[8] 丁秀莉, 武新軍, 趙昆明, 等. 基于磁場(chǎng)空間分布的EMAT磁致伸縮激勵(lì)理論[J]. 無(wú)損檢測(cè), 2015, 37(5): 1-6.

DING Xiuli, WU Xinjun, ZHAO Kunming, et al. EMAT magnetostrictive excitation theory based on magnetic field spatial distribution[J]. Nondestructive testing, 2015, 37(5): 1-6.

[9] 梁震. 薄鋼板電磁超聲板波探傷技術(shù)的研究[D]. 沈陽(yáng): 沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué), 2012.

LIANG Zhen. Research on electromagnetic ultrasonic plate wave flaw detection of thin steel sheet[D]. Shenyang: Shenyang University of Technology, 2012.

[10] 金亮, 寇曉斐, 郭富坤, 等.基于電磁超聲換能器的鐵磁材料電磁聲發(fā)射檢測(cè)方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2017, 32(18): 98-105.

JIN Liang, KOU Xiaofei, GUO Fukun, et al. Electromagnetic acoustic emission detection of ferromagnetic materials based on electromagnetic ultrasonic transducer[J]. Journal of Electrical Technology, 2017, 32(18): 98-105..

[11] 宋小春, 王亞午, 李羽可. 力磁耦合作用下電磁超聲換能器換能效率仿真分析[J]. 制造業(yè)自動(dòng)化, 2014, 36(15): 102-105.

SONG Xiaochun, WANG Yawu, LI Yuke. Simulation and analysis of transducer efficiency of electromagnetic ultrasonic transducer under the action of force-magnetic coupling[J]. Manufacturing Automation, 2014, 36(15): 102-105.

[12] HERNANDEZ-VALLE F, DIXON S. Pulsed electromagnet EMAT for ultransound measurements at elevated temperatures. Insight, 2011, 53(2): 96-99.

[13] 關(guān)衛(wèi)和, 閻長(zhǎng)周, 陳文虎, 等. 高溫環(huán)境下超聲波橫波檢測(cè)技術(shù)[J]. 壓力容器, 2004, 21(2): 4-6.

GUAN Weihe, YAN Changzhou, CHEN Wenhu, et al. Ultrasonic shear wave testing under high temperature environment[J]. Pressure Vessel Technology, 2004, 21(2): 4-6.

[14] 付建勛, 李京社, 汪春雷, 等. Q235鋼楊氏彈性模量的研究[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2009, 23(18): 68-70.

FU Jianxun, LI Jingshe, WANG Chunlei, et al. Study on Young's modulus of elasticity of Q235 steel[J]. Materials Report, 2009, 23(18): 68-70.

[15] 劉素貞, 武云海, 張闖, 等. 靜態(tài)偏置磁場(chǎng)強(qiáng)度對(duì)鐵磁材料電磁超聲換能機(jī)制的影響[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2018, 33(9): 2148-2154.

LIU Suzhen, WU Yunhai, ZHANG Chuang, et al. Effect of static biased magnetic field intensity on electromagnetic ultrasonic transduction mechanism of ferromagnetic materials[J]. Journal of Electrical Technology, 2018, 33(9): 2148-2154.

Analysis of transverse wave energy conversion mechanism of electromagnetic ultrasound at the end of continuous casting slab

WANG Zhi-chun, SUN Xue-dong, YUAN Wei

(College of Information Engineering, Inner Mongolia University of Science and Technology, Baotou 014010, Inner Mongolia, China)

In order to study the problem of measuring the thickness of billet shell at the tail end of continuous casting with a surface temperature of 500 ℃ by electromagnetic ultrasonic shear wave, the energy transfer mechanism of the electromagnetic ultrasonic transducer for this measurement is analyzed. The Q235 billet with 30 mm shell thickness is taken as the research object and the electromagnetic ultrasonic transducer model composed of cylindrical permanent magnet and spiral coil is established by using finite element software COMSOL in this paper. Under the same magnetic field intensity and excitation current, the dominant factors of the energy transfer mechanism at 500 ℃ slab surface temperature are analyzed by comparing the displacement amplitude under the action of Lorentz force with the displacement amplitude under the superposition of Lorentz force and magnetostrictive stress. The experimental verification is carried out by using the existing experimental conditions. Meantime, the influence of excitation frequency on energy transfer mechanism is analyzed, and the results show that at 500 ℃, with frequency increasing, the shear wave excitation mechanism of the electromagnetic ultrasonic transducer is changed from the superposition of Lorentz force and magnetostrictive stress to Lorenz force, and the ferromagnetic material reduces the excitation difficulty of electromagnetic ultrasonic transducer. This study provides a theoretical basis for the design of electromagnetic ultrasonic transducer system.

electromagnetic ultrasonic transducer; lorenz force; magnetostriction; excitation frequency; high temperature ferromagnetic material

TF777

A

1000-3630(2019)-05-0532-05

10.16300/j.cnki.1000-3630.2019.05.009

2018-09-08;

2018-11-20

國(guó)家自然科學(xué)基金(61463041)、內(nèi)蒙古自治區(qū)自然科學(xué)基金(2018MS06011)資助。

王志春(1972－), 女, 內(nèi)蒙古包頭人, 教授, 研究方向?yàn)殡姕u流無(wú)損檢測(cè)和結(jié)晶器傳熱仿真、電磁超聲技術(shù)、連鑄坯殼測(cè)厚。

孫雪冬,E-mail: 15848223862@163.com