Vol.28 No.4 武学泽等：连铸方坯感应补热过程的有限元分析 ·351。 部温度急剧升高，内部温度变化不明显，其中表面 线上靠近角部的近似三角区域，如图中MX所 中部升温193℃ 示：最小值(0.0000802T)位于铸坯芯部区域，如 为了描述问题的方便本文沿路径P1(在铸 图中MN所示.磁感应强度在靠近角部区域出现 坯横截面上，从芯部到表面中部的路径)对横截面 最大值，是由于感应线圈的上部和右部在铸坯对 上的温度分布进行研究.沿路径P1绘出铸坯感 角线上产生的磁场效果一致，且大小相当，从而联 应补热前后的温度分布，如图7所示 合起作用的缘故.而角部与外界接界的地方比表 1050 面中部的磁感应强度更小，是因为与角部相邻的 感应补热前，一 有两个界面，而表面处只有一个界面，故前者受不 1000 同物质接界时的影响更大.这一结果与图6温度 950 场模拟时的升温效果一致. 900 850 感应补热后 8006102030405060708090 从芯部到表面中部(P)距离mm MN 图7感应补热前、后沿路径P1温度分布 Fig.7 Temperature distribution along with route PI 由图7可知，沿路径P1,在64.5~82.5mm 的表面层范围内，补热后温度升高最为明显：从 A=0005243E=0046542=0087841 36.5~64.5mm的范围内，温度升高趋势变慢；在 E=0015567F=0056867MN=0802X10-4 365mm处温度基本不变；而0~36.5mm的范 C=0025892G=0067192MX=0093004 围内，经感应补热后温度反而稍有降低. D=0036217H=0.077517 图81V4铸还横断面上的磁感应强度 由式(4)知，集肤深度大约为17.5~17.7 Fig.8 1/4 section magnetic indution of a casting billet mm,从图7也可得知在集肤深度范围内，温度的 升高最为急剧，这是由于交流电的集肤效应，感应 4 结论 补热时在铸坯表面产生涡流。致使表面温度迅速 升高. (I)利用ANSYS对连铸方坯在“感应补热” 感应补热后产生温度变化的原因，一方面是 过程中的多物理场耦合问题进行了有限元模拟， 由于感应补热前铸坯表面温度最低芯部温度最 所得结果与实测符合得较好，达到了较高的精度 高，如图5温度等值线分布图及图7中感应补热 水平. 前曲线所示：另一方面是由于涡流产生的焦耳热 2)得到铸坯在感应器内的磁场分布，为判 致使表面温度急剧升高.在这种情况下，由于温 断铸坯的升温规律、保证开轧温度提供了设计依 度差的存在，铸坯表面及芯部的高温区必然向它 据. 们的中间区域传递热量，从而芯部温度较感应补 (3)本研究给出的结果，对“热送直轧”新工 热前有所降低：而感应补热的时间较短，两个高温 艺的开发与应用具有重要的参考价值. 区的热量来不及传递到距表面36.5mm左右的 参考文献 中间区域，致使此区域温度变化不明显，亦即整个 【刂杨品、李化治，王立。连铸方坯感应补热过程温度分布模 横截面上的温度还来不及均匀分布 拟.河北理工学院学报。2002,24(1)：1 3.4铸坯横截面内的电磁场分布 【】张晓明，李长生。连铸坯直接轧制输送过程中温度场的模 以4感应器为例，对感应补热时的电磁场进 拟.东北大学学报：自然科学版，2001,22(1)：100 行简要分析.图8为4感应器内1/4铸坯横断 【习张松亭.热装和直轧是现代轧钢发展的方向。宽厚板， 面上的磁感应强度分布.由图8可知，磁感应强 1997.3(5):1 【4约翰~戴维斯。彼得·辛普林.感应加热手册.张淑芳，译 度的最大值(0.093004T)位于铸坯芯部与角部连 北京：国防工业出版社，1985部温度急剧升高 ,内部温度变化不明显 ,其中表面 中部升温 193 ℃. 为了描述问题的方便, 本文沿路径 P1(在铸 坯横截面上,从芯部到表面中部的路径)对横截面 上的温度分布进行研究 .沿路径 P1 绘出铸坯感 应补热前后的温度分布, 如图 7 所示. 图7 感应补热前、后沿路径 P1 温度分布 Fig.7 Temperature distribution along with route P1 由图 7 可知 , 沿路径 P1 , 在 64.5 ～ 82.5 mm 的表面层范围内, 补热后温度升高最为明显;从 36.5 ～ 64.5 mm 的范围内, 温度升高趋势变慢 ;在 36.5 mm 处温度基本不变 ;而 0 ～ 36.5 mm 的范 围内 ,经感应补热后温度反而稍有降低 . 由式(4)知, 集肤深度大约为 17.5 ～ 17.7 mm ,从图 7 也可得知在集肤深度范围内 ,温度的 升高最为急剧, 这是由于交流电的集肤效应, 感应 补热时在铸坯表面产生涡流, 致使表面温度迅速 升高 . 感应补热后产生温度变化的原因 ,一方面是 由于感应补热前铸坯表面温度最低, 芯部温度最 高,如图 5 温度等值线分布图及图 7 中感应补热 前曲线所示 ;另一方面是由于涡流产生的焦耳热 致使表面温度急剧升高.在这种情况下 ,由于温 度差的存在 ,铸坯表面及芯部的高温区必然向它 们的中间区域传递热量 ,从而芯部温度较感应补 热前有所降低;而感应补热的时间较短 ,两个高温 区的热量来不及传递到距表面 36.5 mm 左右的 中间区域 ,致使此区域温度变化不明显 ,亦即整个 横截面上的温度还来不及均匀分布 . 3.4 铸坯横截面内的电磁场分布 以 4 #感应器为例 ,对感应补热时的电磁场进 行简要分析 .图 8 为 4 #感应器内 1/4 铸坯横断 面上的磁感应强度分布.由图 8 可知 , 磁感应强 度的最大值(0.093 004 T)位于铸坯芯部与角部连 线上靠近角部的近似三角区域, 如图中 MX 所 示;最小值(0.000 080 2 T)位于铸坯芯部区域 ,如 图中 M N 所示.磁感应强度在靠近角部区域出现 最大值 ,是由于感应线圈的上部和右部在铸坯对 角线上产生的磁场效果一致, 且大小相当,从而联 合起作用的缘故.而角部与外界接界的地方比表 面中部的磁感应强度更小 ,是因为与角部相邻的 有两个界面,而表面处只有一个界面,故前者受不 同物质接界时的影响更大 .这一结果与图 6 温度 场模拟时的升温效果一致 . A=0.005 243 E =0.046 542 I =0.087 841 B=0.015 567 F =0.056 867 M N=0.802×10 -4 C =0.025 892 G =0.067 192 MX=0.093 004 D=0.036 217 H =0.077 517 图 8 1/ 4 铸坯横断面上的磁感应强度 Fig.8 1/ 4 section magnetic induction of a casting billet 4 结论 (1)利用 ANSYS 对连铸方坯在“感应补热” 过程中的多物理场耦合问题进行了有限元模拟, 所得结果与实测符合得较好, 达到了较高的精度 水平 . (2)得到铸坯在感应器内的磁场分布, 为判 断铸坯的升温规律 、保证开轧温度提供了设计依 据. (3)本研究给出的结果 , 对“ 热送直轧”新工 艺的开发与应用具有重要的参考价值. 参 考 文 献 [ 1] 杨晶, 李化治, 王立.连铸方坯感应补热过程温度分布模 拟.河北理工学院学报, 2002 , 24(1):1 [ 2] 张晓明, 李长生.连铸坯直接轧制输送过程中温度场的模 拟.东北大学学报:自然科学版, 2001 , 22(1):100 [ 3] 张松亭.热装和直轧是现代轧钢发展的方向.宽厚板, 1997 , 3(5):1 [ 4] 约翰·戴维斯, 彼得·辛普林.感应加热手册.张淑芳, 译. 北京:国防工业出版社, 1985 Vol.28 No.4 武学泽等:连铸方坯感应补热过程的有限元分析 · 351 ·