包羽冲等：基于单相LBM模拟大平板反重力充型过程 ·103· 分析对象.图6为依据图5(b1)做出的线速度分 差持续减小，这个阶段的自由表面最不平整，流体 布云图. 运动最为活跃.当高度差下降到一定值后，在t= 图6的1处为靠近平板壁面处的流体，由于壁 3.6s时再次出现增大趋势，这是因为两侧流体的 面处的阻滞作用，流体处于静止状态，如果此处有夹 撞击壁面后的回流超过了中间的高度，这会增加 杂和气体，则不易排出：2处的射流区线速度最大， 卷气和夹杂的危险性.接着，在短暂上升之后，高 但随着高度的增加，在重力的作用下，线速度呈现减 度差再次减小.在7.2s后，自由表面高度差一直 小的趋势：3处区域处于前涡流区和主涡流区之间 处于10mm左右的动态平衡，这是因为充型过程 的交汇处，流体运动较为活跃，线速度较大：4和5 中运动的流体与两侧壁面的撞击而产生的晃动效 处分别为前涡流区和主涡流区，这两处涡流区线速 果，但是总的来说高度差趋于平稳，卷气和夹杂的 度较小且中间部位线速度几乎为零，若气体和夹杂 危险性较低. 进入该区域，则会滞留于此不易排出：6处为倾斜度 80 较大的自由表面区域，流体速度几乎与浇道口速度 70 接近，流动活跃. 60 速度ms 目50 0.22 0.20 0.18 30 0.151184 20 0.121951 0.1 10 0.08 0.0587435 4 10 0.0340444 0.02 时间/s -6 图7单浇口反重力充填自由表面高度差值随时间的变化 Fig.7 Variation of free surface altitude difference with time in sin- gle-gate counter gravity filling 2.3对大平板双浇口反重力充型过程的计算分析 1一壁面：2一射流区：3一涡流交汇区域：4一前涡流区：5一主涡流 2.3.1流体运动的特征 区：6一自由表面 图8(a)为双浇口反重力充填的大平板计算区 图6t=6s时单浇口流体线速度分布 域，大平板仍采用图3(a)的尺寸，两浇口宽度均为 Fig.6 Fluid line velocity distribution of single gate in six seconds 50mm,两浇口中心分别处于底边上的两个三等分 2.2.4自由表面高度差 点.图8(b)、(c)、(d)和(e)为大平板双浇口反重 在反重力充填金属液面的上升过程中，如果自 力充型过程的数值计算动态过程.在双浇口条件 由表面能够平稳上升，波动较小，不被后续上升的金 下，在两个浇口的两侧分别形成各自的主涡流区. 属液冲击破裂，则可以防止表面氧化皮及夹杂的卷 不同于单浇口，在两个浇道之间的区域，线速度的水 入，从而保证铸件内部金属液体的纯净度. 平分量方向相反，在相互冲击后，形成图8(b)中的 为了表征自由表面波动的剧烈程度，本文引 中间部位的两个涡流，本文称之为“内涡流区”.当 入了自由表面的“高度差”作为判断剧烈程度的特 t=6s时，从图8(c)可看出，内涡流区被拉长且分 征值，即自由表面上的最高点与最低点的高度差 离，从原来的两个涡流区演化为4个涡流区.在t= 值.通过计量模拟图像显示的网格数，来统计自由 9s时，从图8(d)中可以观察到，靠近两侧壁的主涡 表面上各点高度，然后计算出高度差，以此度量流 流区也出现类似的分离现象.这是由于流体与两侧 体在型腔内的波动起伏程度以及因晃动造成的形 壁面撞击后，上部流体与下部流体速度对称反向，形 状变化. 成了后续出现的涡流分离的现象.在t=2s时，如 如图7所示，在t=1.7s时高度差为最大值70 图8()所示，两侧壁的四个涡流区分别合并为两个 mm,此时流体由中间浇口射入型腔后，撞击到左右 主涡流区，而中心区域的四个小涡流区则完全消失， 壁面，在壁面的挤压作用下迅速上升，此时高度差最 只剩下中间的射流区 大，也是卷入气体和夹杂的可能性最大的阶段.在 2.3.2流场区域线速度的分布 其后的充填过程中，由于重力作用，上升速度持续 以图8（©）作为线速度分析对象.图9为依据 减小，使得从t=1.7s到t=3.2s这一阶段的高度 图8（©）做出的线速度分布云图.从图9中可看出，包羽冲等: 基于单相 LBM 模拟大平板反重力充型过程 分析对象. 图 6 为依据图 5( b1)做出的线速度分 布云图. 图 6 的 1 处为靠近平板壁面处的流体,由于壁 面处的阻滞作用,流体处于静止状态,如果此处有夹 杂和气体,则不易排出;2 处的射流区线速度最大, 但随着高度的增加,在重力的作用下,线速度呈现减 小的趋势;3 处区域处于前涡流区和主涡流区之间 的交汇处,流体运动较为活跃,线速度较大;4 和 5 处分别为前涡流区和主涡流区,这两处涡流区线速 度较小且中间部位线速度几乎为零,若气体和夹杂 进入该区域,则会滞留于此不易排出;6 处为倾斜度 较大的自由表面区域,流体速度几乎与浇道口速度 接近,流动活跃. 1—壁面;2—射流区;3—涡流交汇区域;4—前涡流区;5—主涡流 区;6—自由表面 图 6 t = 6 s 时单浇口流体线速度分布 Fig. 6 Fluid line velocity distribution of single gate in six seconds 2郾 2郾 4 自由表面高度差 在反重力充填金属液面的上升过程中,如果自 由表面能够平稳上升,波动较小,不被后续上升的金 属液冲击破裂,则可以防止表面氧化皮及夹杂的卷 入,从而保证铸件内部金属液体的纯净度. 为了表征自由表面波动的剧烈程度,本文引 入了自由表面的“高度差冶作为判断剧烈程度的特 征值,即自由表面上的最高点与最低点的高度差 值. 通过计量模拟图像显示的网格数,来统计自由 表面上各点高度,然后计算出高度差,以此度量流 体在型腔内的波动起伏程度以及因晃动造成的形 状变化. 如图 7 所示,在 t = 1郾 7 s 时高度差为最大值 70 mm,此时流体由中间浇口射入型腔后,撞击到左右 壁面,在壁面的挤压作用下迅速上升,此时高度差最 大,也是卷入气体和夹杂的可能性最大的阶段. 在 其后的充填过程中,由于重力作用,上升速度持续 减小,使得从 t = 1郾 7 s 到 t = 3郾 2 s 这一阶段的高度 差持续减小,这个阶段的自由表面最不平整,流体 运动最为活跃. 当高度差下降到一定值后,在 t = 3郾 6 s 时再次出现增大趋势,这是因为两侧流体的 撞击壁面后的回流超过了中间的高度,这会增加 卷气和夹杂的危险性. 接着,在短暂上升之后,高 度差再次减小. 在 7郾 2 s 后,自由表面高度差一直 处于 10 mm 左右的动态平衡,这是因为充型过程 中运动的流体与两侧壁面的撞击而产生的晃动效 果,但是总的来说高度差趋于平稳,卷气和夹杂的 危险性较低. 图 7 单浇口反重力充填自由表面高度差值随时间的变化 Fig. 7 Variation of free surface altitude difference with time in sin鄄 gle鄄gate counter gravity filling 2郾 3 对大平板双浇口反重力充型过程的计算分析 2郾 3郾 1 流体运动的特征 图 8(a)为双浇口反重力充填的大平板计算区 域,大平板仍采用图 3(a)的尺寸,两浇口宽度均为 50 mm,两浇口中心分别处于底边上的两个三等分 点. 图 8(b)、( c)、( d)和( e)为大平板双浇口反重 力充型过程的数值计算动态过程. 在双浇口条件 下,在两个浇口的两侧分别形成各自的主涡流区. 不同于单浇口,在两个浇道之间的区域,线速度的水 平分量方向相反,在相互冲击后,形成图 8( b)中的 中间部位的两个涡流,本文称之为“内涡流区冶. 当 t = 6 s 时,从图 8( c) 可看出,内涡流区被拉长且分 离,从原来的两个涡流区演化为 4 个涡流区. 在 t = 9 s 时,从图 8(d)中可以观察到,靠近两侧壁的主涡 流区也出现类似的分离现象. 这是由于流体与两侧 壁面撞击后,上部流体与下部流体速度对称反向,形 成了后续出现的涡流分离的现象. 在 t = 12 s 时,如 图 8(e)所示,两侧壁的四个涡流区分别合并为两个 主涡流区,而中心区域的四个小涡流区则完全消失, 只剩下中间的射流区. 2郾 3郾 2 流场区域线速度的分布 以图 8(c)作为线速度分析对象. 图 9 为依据 图 8(c)做出的线速度分布云图. 从图 9 中可看出, ·103·