DOI:10.14186/j.cnki.1671-6620.2025.06.001
中图分类号:TF132
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电流强度与电极浸入深度对电渣重熔过程多物理场耦合行为及熔速的影响
在650 ～1 000 ℃的高温区间，镍基高温合金凭借优异的综合性能，包括高强度，出色的耐高温、耐腐蚀、抗氧化特性，以及良好的焊接性能等，成为航空发动机、石油化工、船舶等关键领域的核心材料[1-3].而电渣重熔作为一种特种冶炼技术，能够显著提升金属纯净度与组织均匀性，被广泛应用于高品质合金钢及超级合金的生产[4].真空感应熔炼与电渣重熔相结合的双联工艺，已成为冶炼Inconel 625 合金的关键工艺路线.
与其他冶炼方法相比，电渣重熔铸锭具有组织致密、洁净度高、化学成分均匀等优点.电渣重熔的具体过程如下:电流经自耗电极流过渣池和铸锭，而后从底水箱返回变压器，电流在渣池中产生的焦耳热将自耗电极熔化形成金属熔滴，这些熔滴聚集于电极下方，并在穿过渣池的过程中发生精炼反应.此时，由于金属液滴的形成和滴落，炉渣—金属界面的冶金反应将非金属夹杂物[5-6]和硫[7]等有害物质从金属转移到炉渣中，使有害元素和大尺寸夹杂物得以去除，并最终在结晶器重新凝固成铸锭.
电渣重熔的熔化速率作为关键工艺参数，一直备受学者们的关注.吴远飞等[8]揭示了电极熔化速率与枝晶间距的内在关联，确立了合理熔化速率标准；段怡如等[9]聚焦旋转电极工艺，通过探究电极直径、转速对熔速的影响，推导出迭代方程并实现动态预测；Zhang 等[10]则系统研究了凝固过程中熔化速率对温度场、速度场及宏观偏析的作用，指出高熔速会加剧碳偏析，而低熔速更适配高温度梯度与浅熔池形态.Huang 等[11]创新性地构建了有限元法与FVM 耦合的多物理场模型，解析了电流路径对ESR 过程的影响，并阐明填充率与渣高对热平衡及熔池形貌的调控机制；Liu等[12]开发的MHD 3D 模型，深入揭示了金属熔滴形成、滴落及多场耦合现象，证实熔滴会扰动电磁场分布，并在渣金界面引发焦耳热峰值.Kharicha等[13]通过热状态与尖端形状模拟，指出焦耳热放热中熔化速率存在数值不稳定性；Karimi-Sibaki等[14]基于动网格的二维瞬态模型，模拟了炉渣性质对熔速、电极形状及插入深度的影响，发现功耗恒定下电极形状趋于一致.Yanke 等[15]进一步揭示渣帽厚度对熔速与熔池深度有显著影响，而其体积变化仅导致熔速微调；Cao 等[16]探究了填充率对液滴频率、尺寸及熔速的调控规律；杨韬等[17]则通过三维数学模型，剖析了电极浸入深度与电流强度对电磁场、温度场的耦合作用.
近年来，学者们围绕电渣重熔多物理场耦合数学模型及电极熔化形状开展了大量研究[10，18-25]，但针对不同工艺参数下熔化速率动态变化的系统研究仍显不足.本文中通过构建电渣重熔过程耦合多物理场的二维轴对称瞬态数学模型，分析重熔过程中电磁场、流场与温度场的分布特征及熔化速率的动态变化，重点探究电流参数与电极浸入深度对多场耦合行为及电极熔化速率的影响，旨在为电渣重熔工艺的熔化速率精准控制提供理论支撑.
1 模型理论与实验方法
1.1 基本假设及边界条件
本文中采用FLUENT 软件建立电渣重熔过程二维轴对称瞬态模型，使用用户自定义标量(UDS)求解电磁场方程；改变电流和电极浸入深度的工艺参数，把电极底部视为平面，耦合求解麦克斯韦方程、连续性方程、能量方程.初始时刻模型计算区域包括自耗电极、渣池和重熔铸锭，并建立二维轴对称模型，用ICEM 进行网格划分，设置网格单元格尺寸为1 mm，如图1 所示.
图1 计算区域网格划分
Fig.1 Calculate regional meshing
电渣重熔过程涉及电磁场、流场、温度场多物理场相互耦合.根据已有文献和电渣重熔的特点，对模型做出以下假设:①模拟过程视为非稳态，计算域为电极、渣池和钢锭；②除浮力项中的密度外，熔渣和金属其他物性参数均为常数，不是温度的函数；③忽略渣壳厚度影响因素，假设凝固渣壳使渣池、铸锭与结晶器之间绝缘，不考虑结晶器电流.
模型的几何尺寸，以及电极、渣池和金属铸锭对应的物性参数见表1.本文中分别研究了电流和电极浸入深度对电渣重熔过程电流密度、磁场强度、焦耳热密度和熔化速率分布特征的影响，具体的工艺参数设置见表2.
表1 镍基625 高温合金物性参数
Table 1 Physical properties of nickel base 625 superalloy
参数数值液相线温度/K1 700固相线温度/K1 640合金比热/(J·g-1·K-1)752合金密度/(kg·m-3)7 500合金液态黏度/(Pa·s)0.005合金电导率/(S·m-1)7.14×105合金磁导率/(H·m-1)1.26×10-6合金热导率/(W·m-1·K-1)28铸锭直径/mm70电极半径/mm36
表2 实验规模的ESR 和模拟的工艺参数
Table 2 Experimental scale of ESR and simulated process parameters
序号电流/kA电极浸入深度/mm 1 1.620 2.220 3 2.520 4 2.210 5 2.230实验11.620 2实验22.220
1.2 电磁场控制方程
电场和磁场在电磁场中相互耦合、不可分割，其统一关系由麦克斯韦方程组完整描述.
安培环路定律:
式中:
为磁场强度，A/m；
为电流密度，A/m2；
为磁感应强度，T.
法拉第电磁感应定律:
式中:
为电场强度，V/m；μm 为真空下的磁导率，H/m；t 为时间，s.
电流密度:
式中:σ 为熔体的电导率，S·m-1；
为介质的运动速度，m/s.
若忽略熔体的流动，电流密度可简化为
式中:Q 为焦耳热，W/m3；F 为洛伦兹力，N/m3.
1.3 质量方程
为了充分的描述流体的运动，本文中考虑了连续性方程和纳维—斯托克斯方程.
式中:为重力加速度，m/s2；ρ 为熔体密度，kg/m；p为压力，Pa；μ 为黏度，Pa·s；β 为体积膨胀系数，K-1；T 为熔体中某一点的温度，K；T0 为参考温度，K；
为电磁力，N/m3；
糊状区内枝晶对枝晶间液体的阻力，N/m3；t 为时间，s；
为速度，m/s.
1.4 熔化速率计算
电极熔化速率是电渣重熔过程的核心工艺参数，在数值模拟中通常作为输入参数.本研究中通过建立电极端部热平衡方程，将渣池向电极的热通量分解为显热与潜热两部分，并基于二次开发的C 语言程序直接计算电极熔化速率.渣池向电极端部传输的热通量q 分为两部分:一部分为加热电极的显热qsensible，另一部分为熔化电极所需的潜热qlatent.
潜热的求解公式可表示为
式中:ke 为电极的导热系数，W/(m·K)；
为电极端部的温度梯度，K/m.
显热与电极熔化速率的关系可表示为
式中:L 为凝固潜热，J/(kg·K)；m 为电极的熔化速率，kg/s；Selectrode为电极端部的横截面积，m2.
仅考虑电极在轴向的传导，对qsensible 进行估算，如式(14)所示.
式中:ΔT 为电极端部的任一温度差，选取金属固液相线温度之差，K；Δz 为电极端部温度变化ΔT时间间隔的距离，m.
2 模型结果与讨论
2.1 不同电流电渣重熔实验的熔速变化
本实验选用Inconel 625 合金作为自耗电极材料，基于其物性特征，选定重熔渣系成分为60%CaF2＋20%CaO＋20%Al2O3(质量分数).为探究工艺参数影响，设计了两组对比实验:在保持电极浸入深度、电压等参数不变的前提下，分别施加1.6 kA 和2.2 kA 的电流进行重熔(见表2).在实际熔炼过程中，电极位置不断微调，以确保浸入深度的固定，从而限制熔化速率的波动.由表3 可知，在电流为1.6，2.2 kA 的电渣实验中，测得熔速分别为41，61 kg/h.
表3 实验室规模下电渣重熔的熔速
Table 3 Melting rate of electroslag remelting at laboratory scale
熔速序号电流kA电极浸入深度mm (kg·h-1)11.62041 22.22061
2.2 电流对电渣重熔过程多物理场耦合行为和熔速的影响
本研究中模拟了电流对电渣重熔过程多物理场耦合行为和熔速的影响，图2 显示了电流为2.2 kA和2.5 kA 条件下，熔化速率随时间变化的情况.大约在300 s 时，电极熔化速率受温度场和流场影响出现周期性波动.
图2 2.2 kA 和2.5 kA 在300 s 附近熔速随时间变化的曲线图
Fig.2 Curve of melting rate with 2.2 kA and 2.5 kA near 300 s
(a)—2.2 kA；(b)—2.5 kA.
图3 示出了电流为2.2 kA 和2.5 kA 下熔速达到最大值和最小值时的温度场及速度场的分布情况.随着电流的增加，功率越大，温度越高，熔化速率越快.以2.2 kA 电流为例，结晶器冷却水吸收热量使熔渣浮力降低，驱动熔池形成顺时针流动，而熔渣在结晶器内向下流动最为显著.熔渣在电极下方受洛伦兹力主导，形成逆时针驱动流.当逆时针驱动流沿电极底部中心线达到最强时，熔化速率达最大值，电极下方温度最高[见图3(b)(d)].反之，当结晶器壁处顺时针驱动流较强时，结晶器吸收热量增多，中心流线减少导致温度降低，冷流体停留时间延长，熔化速率下降，电极下方温度较低[见图3(a)(c)].熔融金属向内收敛并以液滴形式分离，不规则滴落加速了运动.中心线上，冷渣沿中心线下降，热渣移至渣金界面附近.电极下方产生高热量，但这种炉渣模型强度不足以转为湍流，故表现为图2 的周期性波动.还可以发现，温度最大值出现在渣池区，当电流增至2.5 kA时，温度升高，熔化速率增大，电极附近驱动流汇聚为逆时针流动，缩短了熔速达峰值时间.
图3 2.2 kA 和2.5 kA 熔速达到最值时温度场和流场分布图
Fig.3 Temperature field and flow field distribution diagram with 2.2 kA and 2.5 kA melting speed reaching the maximum value
2.2 kA:(a)—熔速最大值309.75 s；(b)—熔速最小值305.25 s；2.5 kA:(c)—熔速最大值296.85 s；(d)—熔速最小值297.95 s.
图4(a1) (b1) (c1)为不同电流下洛伦兹力的分布图.由图可知，当电流由1.6 kA 增至2.5 kA 时，洛伦兹力由3.08 kN/m3 升至7.52 kN/m3.图4(a2)(b2) (c2)为不同电流下焦耳热的分布图.电渣重熔的主要热源是焦耳热.由图可知，焦耳热主要存在于渣池区域，最大值出现在渣池表面与电极接触的区域.这是因为焦耳热由电流密度决定，焦耳热与电导率成反比.铸锭的电导率比渣池的电导率大3 个数量级，故铸锭的焦耳热可以忽略不计.随着电流的增加，功率增加，熔化电极所需热量也增加，焦耳热变大.当电流由1.6 kA 增至2.5 kA时，焦耳热的最大值由989 MW/m3 升至2 420 MW/m3.
图4 不同电流下洛伦兹力(左图)和焦耳热的分布(右图)
Fig.4 Lorentz force distribution at different current(left) and Joule heat distribution (right)
(a)—1.6 kA；(b)—2.2 kA；(c)—2.5 kA.
图5 (a1) (b1) (c1)为不同电流下电流密度的分布图，电流从电极顶部流入，而后从铸锭底部流出.根据熔渣和铸锭的电导率不同，当交变电流通过时，铸锭会因高电导率而呈现明显的集肤效应，电流密度的分布也变得不同.随着电流的增加，电流密度增加，当电流由1.6 kA 增至2.5 kA时，电流密度由0.72 MA/m2 升至1.13 MA/m2.图5(a2) (b2) (c2)为不同电流下磁场强度的分布图.由于磁场强度与电流密度成正比，故最大值出现在电极附近，从中心至边缘磁场强度呈递增趋势.随着电流的增加，电流密度增加，磁场强度也变大.当电流1.6 kA 增至2.5 kA 时，磁场强度由6.97 kA/m升至1.09 kA/m.
图5 不同电流下的电流密度分布(左图)和磁场强度分布(右图)
Fig.5 Current density distribution (left) and magnetic field intensity distribution (right) at different current
(a)—1.6 kA；(b)—2.2 kA；(c)—2.5 kA.
电渣重熔工艺中电流影响熔速大小，进而影响铸锭质量.由图6 和图7 可知，随着电流的增加，电极下方温度升高，熔化速率增大.当电流由1.6 kA 增至2.5 kA 时，渣池中的最高温度由1 848.88 K 升至2 200.23 K，熔速最大值由47.2 kg/h升至102.9 kg/h.随着电流的增加，电极附近汇聚成一个逆时针驱动流，速度由1.99×10-2 m/s升到6.08×10-2 m/s.由图7 可知，随着时间的推移，熔速不断增加，大约在300 s 时发生周期性变化.
图6 500 s 时不同电流的温度场和流场分布图
Fig.6 Temperature field and flow field distribution of different current at 500 s
(a)—1.6 kA；(b)—2.2 kA；(c)—2.5 kA.
图7 不同电流下熔速随时间变化的函数曲线
Fig.7 Function curve of melting rate with time at different current
(a)—1.6 kA；(b)—2.2 kA；(c)—2.5 kA.
2.3 电极浸入深度对电渣重熔过程多物理场耦合行为和熔速的影响
图8(a1) (b1) (c1)为电极浸入不同深度下洛伦兹力的分布图.当电极浸入深度由10 mm 增至30 mm 时，洛伦兹力的最大值由6.31 kN/m3 降至5.71 kN/m3.图8(a2) (b2) (c2)为电极浸入不同深度下焦耳热的分布图.随着电极浸入深度的增大，熔化电极所需热量减少，焦耳热降低.当电极浸入深度由10 mm 增至30 mm 时，焦耳热的最大值由2 140 MW/m3 降至1 810 MW/m3.
图8 电极浸入不同深度下洛伦兹力(左图)和焦耳热的分布(右图)
Fig.8 Lorentz force distribution (left) and Joule heat distribution (right) at different electrode insertion depths
(a)—10 mm；(b)—20 mm；(c)—30 mm.
图9(a1) (b1) (c1)为电极浸入不同深度下电流密度分布图.由图可知:电流从电极顶部流入，铸锭底部流出，电流密度的分布基本无变化；随着电极浸入深度的增大，电流密度减小.当电极浸入深度由10 mm 增至30 mm 时，电流密度从1.08 MA/m2 降至0.97 MA/m2.图9 (a2) (b2)(c2)为电极浸入不同深度下磁场强度的分布图.由图可知:磁场强度与电流密度成正比，磁场强度的最大值出现在电极附近(这是由于电极表面附近电流密度值最大)；随着电极浸入深度的增大，磁场强度基本没有发生变化.
图9 电极浸入不同深度下电流密度(左图)和磁场强度的分布(右图)
Fig.9 Current density distribution (left) and magnetic field intensity distribution (right)at different electrode insertion depths
(a)—10 mm；(b)—20 mm；(c)—30 mm.
图10 为电极浸入不同深度下熔速随时间的变化曲线.由图可知:熔速随时间的推移在不断升高，大约在300 s 时出现动态性周期变化；随着电极浸入深度的增大，电极熔化速率降低，熔化速率的动态变化周期由3.72 s 增加至18.11 s.
图10 电极浸入不同深度下熔速随时间的变化曲线
Fig.10 Curve of melting rate with time under different electrode immersion depths
(a)—10 mm；(b)—20 mm；(c)—30 mm.
图11 示出了500 s 时电极浸入不同深度下温度场和流场的分布情况.随着电极浸入深度的增加，电极与渣池的接触面积增大，相应的渣阻也会增加.在功率不变的情况下，流过电极的电流变小，渣池的温度降低，达到最大熔速的时间也变长.由图可知，当电极浸入深度由10 mm 增至30 mm时，渣池中的最高温度由2 200 K 降低至2 025.1 K.
图11 500 s 电极浸入不同深度下的温度场和流场分布图
Fig.11 Temperature field and flow field distribution of different electrode immersion depths at 500 s
(a)—10 mm；(b)—20 mm；(c)—30 mm.
3 结论
(1)在电渣重熔过程中，熔化速率的提升可通过增大电流实现.实验选取1.6 kA 与2.2 kA 两组电流进行对比，结果表明，增大电流可显著提高熔化速率，且实验测得值与模拟结果基本吻合.通过调整电流和电极浸入深度，可有效缩短熔化速率的动态变化周期，为生产实践提供理论参考.
(2)电极熔化速率是冶金控制的关键参数，约300 s 时会出现动态周期性变化.若熔速不稳定，将导致铸锭凝固质量下降.电流越大，电极熔化速度越快，金属熔池深度越大，动态变化周期越短；而电极浸入深度增加会增大与渣池的接触面积，渣阻上升导致电流减小，熔速降低，动态变化周期延长.
(3)电流强度和电极浸入深度共同影响电渣重熔的多物理场耦合行为.电流从电极顶部流入底部流出，随着电流由1.6 kA 增至2.2 kA，电磁力、电流密度和焦耳热显著增强，磁场强度从6.97 kA/m升至10.9 kA/m.随着电极浸入深度的增加，电流密度和焦耳热下降，磁场强度在电极附近达到最大值且整体保持稳定.
[1] 杨浩，王方军，李采，等.镍基高温合金的熔炼工艺研究进展[J].特殊钢，2023，44(3):1-9.(Yang Hao，Wang Fangjun，Li Cai，et al.Research progress on the melting process of nickel-based superalloy [J].Special Steel，2023，44(3):1-9.)
[2] Weber J H，Khalfalla Y，Benyounis K Y.Nickel alloys:thermal treatment and thermomechanical processing[M]/ /Reference Module in Materials Science and Materials Engineering.Amsterdam:Elsevier，2016.
[3] Liu L，Zhang J，Ai C.Nickel-based superalloys [ M]/ /Encyclopedia of Materials: Metals and Alloys.Amsterdam:Elsevier，2022:294-304.
[4] 彭龙生，刘春泉，周浩，等.电渣重熔新技术的研究现状及发展趋势[J].材料导报，2022，36(增刊1):472-480.(Peng Longsheng，Liu Chunquan，Zhou Hao，et al.Research status and development trend of new technology of electroslag remelting[J].Materials Reports，2022，36(Sup 1):472-480.)
[5] 郝剑，刘芳，杨树林，等.熔速对氩气保护GH4169G 合金电渣锭组织及夹杂物的影响[J].材料研究学报，2022，36(11):811-820.(Hao Jian，Liu Fang，Yang Shulin，et al.Effect of melting rate on structure and inclusions of GH4169G alloy ingot fabricated by argon protected electroslag melting[J].Chinese Journal of Materials Research，2022，36(11):811-820.)
[6] 顾振敏.旋转电渣重熔复合轧辊熔速控制方法及数值模拟的研究[D].鞍山:辽宁科技大学，2022.(Gu Zhenmin.Study on melting speed control method and numerical simulation of rotary electroslag remelting composite roll[D].Anshan: University of Science and Technology Liaoning，2022.)
[7] 陈希春，王飞，史成斌，等.镍基高温合金中硫的危害及电渣重熔脱硫实验研究[J].材料与冶金学报，2012，11(4):252-257.(Chen Xichun，Wang Fei，Shi Chengbin，et al.Harm of sulfur in Ni-base superalloys and desulfurization in electroslag remelting process[J].Journal of Materials and Metallurgy，2012，11(4):252-257.)
[8] 吴远飞，姜周华.电渣重熔过程中电极熔速的确定[J].材料与冶金学报，2002，1(2):115-119.(Wu Yuanfei，Jiang Zhouhua.Determination of the electrode melting rate in electroslag remelting process[J].Journal of Materials and Metallurgy，2002，1(2):115-119.)
[9] 段怡如，李宝宽，黄雪驰，等.旋转电极电渣重熔过程电极熔速的理论解析[J].钢铁研究学报，2022，34(4):341-351.(Duan Yiru，Li Baokuan，Huang Xuechi，et al.Theoretical analysis of electrode melting rate during electroslag remelting with a rotating electrode [J].Journal of Iron and Steel Research，2022，34(4):341-351.)
[10] Zhang J，Li J，Shi C B.Numerical analysis of role of melting rate on electroslag remelting continuous directional solidification of a die steel [ J].Journal of Iron and Steel Research International，2021，28(12):1617-1624.
[11] Huang X C，Liu Z Q，Duan Y R，et al.Multi-physics coupling model- based numerical analysis of the effect of the electric current path on electroslag remelting[J].Journal of Materials Research and Technology，2022，20:3843-3859.
[12] Liu S，He Z，Hui C，et al.Numerical simulation of the formation and the dripping of droplet in the Electroslag Remelting process [J].Thermal Science，2017，21 (3):1241-1250.
[13] Kharicha A，Ludwig A，Wu M H.On melting of electrodes during electro-slag remelting[J].ISIJ International，2014，54(7):1621-1628.
[14] Karimi-Sibaki E，Kharicha A，Bohacek J，et al.A dynamic mesh-based approach to model melting and shape of an ESR electrode[J].Metallurgical and Materials Transactions B，2015，46(5):2049-2061.
[15] Yanke J，Krane M J M.A parametric study of slag skin formation in electroslag remelting[C]/ /Proceedings of the 2013 International Symposium on Liquid Metal Processing ＆Casting.Cham:Springer，2016:71-78.
[16] Cao Y L，Dong Y W，Jiang Z H，et al.Research on droplet formation and dripping behavior during the electroslag remelting process [ J].International Journal of Minerals，Metallurgy，and Materials，2016，23(4):399-407.
[17] 杨韬，唐祁峰，张军，等.工艺参数对电渣重熔过程影响的数值模拟[J].华东交通大学学报，2022，39(4):66-73.(Yang Tao，Tang Qifeng，Zhang Jun，et al.Numerical simulation of influence of process parameters on electroslag remelting process [ J].Journal of East China Jiaotong University，2022，39(4):66-73.)
[18] Wang Q，Li B K.Numerical investigation on the effect of fill ratio on macrosegregation in electroslag remelting ingot[J].Applied Thermal Engineering，2015，91:116-125.
[19] Karimi-Sibaki E，Kharicha A，Wu M，et al.A multiphysics model of the electroslag rapid remelting (ESRR) process[J].Applied Thermal Engineering，2018，130:1062-1069.
[20] Huang X C，Li B K，Liu Z Q，et al.Modeling of fluid flow，heat transfer and inclusion removal in electroslag remelting process with a rotating electrode[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2020，163:120473.
[21] Guo Y F，Xia Z B，Li Q，et al.Motion and removal behavior of inclusions in electrode tip during magnetically controlled electroslag remelting: X-ray microtomography characterization and modeling verification[J].Journal of Materials Science ＆Technology，2022，96:1-10.
[22] 邢思深，屈磊，姚久军，等.电渣重熔凝固过程的数值模拟[J].一重技术，2023(4):7-11.(Xing Sishen，Qu Lei，Yao Jiujun，et al.Numerical simulation of the solidification process of electroslag remelting[J].CFHI Technology，2023(4):7-11.)
[23] 李兆辉，郭加宏.外部磁场作用下的电渣重熔数值模拟研究[J].水动力学研究与进展(A 辑)，2023，38(6):881-892.(Li Zhaohui，Guo Jiahong.Numerical simulation of electroslag remelting under influence ofExternal magnetic field [ J].Chinese Journal of Hydrodynamics，2023，38(6):881-892.)
[24] 李宏博.电场对电渣重熔过程熔化和凝固行为的影响[D].鞍山:辽宁科技大学，2023.( Li Hongbo.Effect of electric field on melting and solidification behavior of electroslag remelting process[D].Anshan: UniversityofScienceandTechnology Liaoning，2023.)
[25] 黄烁，段怡如，李连鹏，等.电极更换对电渣重熔过程金属液和熔渣凝固的影响[J].材料与冶金学报，2023，22(6):518-524.(Huang Shuo，Duan Yiru，Li Lianpeng，et al.Effect of electrode change on solidification of molten metal and slag during electroslag remelting process[J].Journal of Materials and Metallurgy，2023，22(6):518-524.)
Influence of current and electrode insertion depth on multi-field coupling and melting rate in electroslag remelting process
