【正文】 R求解結(jié)果 （c）ANSYS Fluent求解結(jié)果圖44 （a）實(shí)驗(yàn) （b）FTSTAR求解結(jié)果 （c）ANSYS Fluent求解結(jié)果圖45 圖46 充型結(jié)束時(shí)單元內(nèi)金屬液的體積分?jǐn)?shù)B. 為了驗(yàn)證溫度場(chǎng)求解的結(jié)果， Fluent求解結(jié)果與實(shí)驗(yàn)及FTSTAR求解結(jié)果的對(duì)比。可看出， Fluent結(jié)果和實(shí)驗(yàn)比較一致。，可以看出，大體上與實(shí)驗(yàn)一致，只是ANSYS Fluent求解的溫度場(chǎng)范圍較大，這是由于金屬液在自由表面附近可能會(huì)有一定的飛濺等不穩(wěn)定的狀態(tài)，使周圍的儲(chǔ)存空氣單元的節(jié)點(diǎn)溫度上升，與實(shí)際情況相符。而FTSTAR的VOF是單向流，只設(shè)置了金屬液一個(gè)液相，不能模擬出周圍空氣的溫度情況，所以溫度場(chǎng)范圍僅是被金屬液充滿的區(qū)域。 （a）實(shí)驗(yàn) （b）FTSTAR求解結(jié)果 （c）ANSYS Fluent求解結(jié)果圖47 （a）實(shí)驗(yàn) （b）FTSTAR求解結(jié)果 （c）ANSYS Fluent求解結(jié)果圖48 ，這時(shí)的溫度分布對(duì)下一步凝固過(guò)程計(jì)算的初始條件至關(guān)重要。由于充型時(shí)間較短，金屬液溫度仍較高，具有不均勻性，它為凝固過(guò)程數(shù)值模擬提供準(zhǔn)確的溫度初始條件。充型結(jié)束時(shí)液相分?jǐn)?shù)如圖410，可以看出，單元液相分?jǐn)?shù)幾乎全部為1，表明鑄件內(nèi)全部為液相，沒(méi)有局部凝固現(xiàn)象。這是由于充型時(shí)間較短，鑄件模型簡(jiǎn)單的原因，充型結(jié)束時(shí)的溫度場(chǎng)節(jié)點(diǎn)溫度基本都在固相線以上，也能證明這一點(diǎn)。 圖49 充型結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng) 圖410 充型結(jié)束時(shí)液相分?jǐn)?shù) 凝固過(guò)程溫度場(chǎng)計(jì)算為了驗(yàn)證充型過(guò)程流場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布對(duì)凝固過(guò)程溫度場(chǎng)的影響，本節(jié)用兩種方法做了Benchmark試件的凝固過(guò)程溫度場(chǎng)計(jì)算：一是以充型結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)（即不均勻溫度場(chǎng)）為凝固過(guò)程溫度初始條件（圖49）；二是假設(shè)“瞬間充型、溫度均布”，以充型溫度為凝固過(guò)程初始溫度（均布溫度）。其他邊界條件及初始條件均相同，并對(duì)兩種計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。 邊界條件及相變?cè)O(shè)置假設(shè)鑄件與鑄型理想接觸，凝固過(guò)程的邊界條件為對(duì)流傳熱，參考文獻(xiàn)[40]中實(shí)驗(yàn)也為板型鑄件[40]，隨時(shí)間對(duì)流系數(shù)變化范圍為50150 W/ m2，這里取均值95 W/ m2。相變分析采用熱晗法，純鋁的熱焓值隨溫度變化曲線如下圖411。圖411 鋁的焓值隨溫度變化圖 求解結(jié)果及對(duì)照凝固過(guò)程約1小時(shí)左右，溫度場(chǎng)基本都已在250℃以下，各時(shí)間點(diǎn)溫度場(chǎng)結(jié)果如圖412和圖413，圖412（a）和圖413（a）是以充型結(jié)束時(shí)溫度場(chǎng)作為凝固過(guò)程溫度初始條件計(jì)算所得的結(jié)果，即考慮充型溫度分布時(shí)凝固過(guò)程溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，圖412（b）和圖413（b）是建立在“瞬間充型、溫度均布”假設(shè)的基礎(chǔ)上，以澆注溫度為鑄件均布的初始溫度計(jì)算所得的溫度場(chǎng)，即不考慮充型溫度分布因素所得的溫度場(chǎng)。 (a)考慮充型溫度分布 (b)不考慮充型溫度分布圖412 t=26s左右時(shí)溫度場(chǎng)結(jié)果對(duì)比 (a)考慮充型溫度分布 (b)不考慮充型溫度分布圖413 t=2050s左右時(shí)溫度場(chǎng)結(jié)果對(duì)比 由圖412可以看出，在凝固開(kāi)始26s左右，考慮不均勻溫度場(chǎng)計(jì)算所得的凝固過(guò)程節(jié)點(diǎn)溫度范圍為628℃694℃（如圖412a），而考慮均勻溫度分布時(shí)，該時(shí)刻的節(jié)點(diǎn)溫度范圍計(jì)算結(jié)果為654℃658℃（如圖412b）。在凝固過(guò)程臨近結(jié)束時(shí)的2050s左右，考慮不均勻溫度場(chǎng)計(jì)算所得的凝固過(guò)程節(jié)點(diǎn)溫度范圍為115℃397℃（如圖413a），考慮均勻溫度分布此時(shí)刻的節(jié)點(diǎn)溫度范圍計(jì)算結(jié)果為323℃347℃（如圖413b）。這表明，建立在“瞬間充型、溫度均布”假設(shè)的基礎(chǔ)上的凝固過(guò)程溫度場(chǎng)求解，所得的溫度場(chǎng)比較“均勻”，節(jié)點(diǎn)溫度整體偏高且節(jié)點(diǎn)間溫度相差不大，這樣的溫度分布會(huì)導(dǎo)致溫度梯度結(jié)果會(huì)偏小，基于這樣的溫度場(chǎng)進(jìn)行缺陷判斷會(huì)低估縮孔、縮松缺陷，從而對(duì)生產(chǎn)造成不利影響。所以，在進(jìn)行凝固過(guò)程溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)，考慮充型結(jié)束時(shí)溫度分布是十分必要的。 小結(jié) Fluent實(shí)現(xiàn)了鑄造充型過(guò)程流場(chǎng)和溫度場(chǎng)模擬，并以該溫度場(chǎng)為初始條件，進(jìn)行了凝固過(guò)程溫度場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與Benchmark實(shí)驗(yàn)基本一致，說(shuō)明本文的計(jì)算方法是正確的，在通用流體計(jì)算軟件ANSYS Fluent計(jì)算鑄造過(guò)程流場(chǎng)與溫度場(chǎng)是切實(shí)可行的。，計(jì)算了凝固過(guò)程溫度場(chǎng)，并與只做凝固溫度場(chǎng)計(jì)算所得結(jié)果比較，經(jīng)對(duì)比，“瞬間充型、溫度均布”的假設(shè)會(huì)造成整體溫度偏高以及溫度梯度整體偏小，進(jìn)而影響縮孔、縮松缺陷預(yù)測(cè)。所以，打破“瞬間充型、溫度均布”的假設(shè)，全過(guò)程計(jì)算充型與凝固過(guò)程是十分必要的。第五章 基于ANSYS Mechanical鑄造過(guò)程流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算 第四章研究了鑄造充型與凝固過(guò)程流場(chǎng)、溫度場(chǎng)計(jì)算在ANSYS Fluent中實(shí)現(xiàn)方法，得出與試驗(yàn)吻合的計(jì)算結(jié)果。但基于有限體積法的ANSYS Fluent求解器無(wú)法實(shí)現(xiàn)應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算，而基于有限元法的ANSYS Mechanical軟件不僅可以實(shí)現(xiàn)應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算，也可以計(jì)算流場(chǎng)、溫度場(chǎng)，即在ANSYS Mechanical中就可以進(jìn)行鑄造充型過(guò)程流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和凝固過(guò)程溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算，在同一個(gè)軟件中進(jìn)行鑄造全過(guò)程的數(shù)值模擬，在模型轉(zhuǎn)換和計(jì)算結(jié)果傳遞等方面有很大優(yōu)勢(shì)，且能保證很高的成功率。所以本章主要研究鑄造過(guò)程數(shù)值模擬在ANSYS Mechanical中實(shí)現(xiàn)方法，并根據(jù)計(jì)算結(jié)果，進(jìn)行縮孔、縮松、熱裂紋等缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)。 充型過(guò)程流場(chǎng)與溫度場(chǎng)耦合計(jì)算 計(jì)算模型及材料參數(shù)圖51為鑄件幾何尺寸，圖52為鑄件澆注系統(tǒng)立體圖，其中鑄件采用ZG 230450鑄鋼，材料參數(shù)見(jiàn)表41。鑄型的材料呋喃樹(shù)脂砂材料參數(shù)見(jiàn)42節(jié)表42。鑒于VOF計(jì)算的特殊性，ANSYS Mechanical中對(duì)應(yīng)設(shè)置使用映射分網(wǎng)，并通過(guò)設(shè)置space rate值，控制網(wǎng)格疏密程度，靠近壁面處采用較密集的網(wǎng)格，遠(yuǎn)離壁面、流體流動(dòng)速度變化不大的區(qū)域采用較為粗大的網(wǎng)格，這樣既可以保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，又可以加快計(jì)算速度。圖53即為有限元網(wǎng)格劃分圖。 圖51 模型尺寸 圖52 鑄件澆注系統(tǒng) 圖53 有限元網(wǎng)格劃分模型表41 鑄件材料參數(shù) 溫度℃項(xiàng)目 25100 200 300 400500 6001400導(dǎo)熱系數(shù)4945413938343230密度 78307830783078307830783078307830比熱容494 494 510 507 540557560560液相溫度1515℃，固相溫度1403℃。 邊界條件與初始條件充型自由表面模擬采用VOF法，根據(jù)文獻(xiàn)[11]可知，砂型鑄鋼過(guò)程前3秒對(duì)流系數(shù)為840,60150秒內(nèi)為210,150秒以后為84。，充型時(shí)間較短，采用恒定對(duì)流系數(shù)800。初始澆注溫度1560℃，環(huán)境溫度充型時(shí)模具預(yù)熱溫度300℃，環(huán)境溫度20℃。反重力澆注， 。 充型過(guò)程求解結(jié)果及分析。為顯示清楚，圖54給出了1/2模型的不同充型時(shí)刻溫度場(chǎng)分布云圖。圖55為不同時(shí)刻流場(chǎng)分布圖，可見(jiàn)：在金屬液充滿內(nèi)澆道前，請(qǐng)見(jiàn)圖55（a）；，充型速度減慢，之后又反彈沿水平逆流,然后在入口附近匯集，圖55（b）、（c）、（d）示出了該過(guò)程；，接著沿側(cè)壁上升。這個(gè)過(guò)程流場(chǎng)變化劇烈，流速和流向不斷變化。金屬液與型壁之間垂直碰撞時(shí)，金屬液與型壁之間的換熱方式為強(qiáng)迫對(duì)流換熱，此時(shí)金屬液的流動(dòng)沒(méi)有明顯的邊界層，金屬液與鑄型接觸界面表現(xiàn)為強(qiáng)烈的紊流流動(dòng)，故本文模擬采用的紊流模型比層流模型更接近金屬液流動(dòng)真實(shí)情況。，體現(xiàn)了底注澆注方式充型穩(wěn)定的特點(diǎn)。(a) (b) (c)圖54 充型過(guò)程不同時(shí)刻溫度場(chǎng)模擬結(jié)果（a） (b) (c) (d) (e) 圖55 充型過(guò)程不同時(shí)刻流場(chǎng)模擬結(jié)果圖56 節(jié)點(diǎn)位置圖57 節(jié)點(diǎn)溫度變化曲線 圖58 節(jié)點(diǎn)211流速變化曲線由流場(chǎng)分析結(jié)果可知， NODE21NODE199（圖56中標(biāo)記了兩個(gè)節(jié)點(diǎn)的位置）這兩個(gè)節(jié)點(diǎn)所在單元被金屬液充滿、流空交替變化，且水平方向和豎直方向流速均變化較大，節(jié)點(diǎn)溫度也隨著流場(chǎng)變化而變化。從圖57這兩個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度變化曲線可以看出，在充型結(jié)束時(shí)，199節(jié)點(diǎn)要比內(nèi)部節(jié)點(diǎn)211溫度低60左右，這主要是199號(hào)節(jié)點(diǎn)更靠近型壁，金屬液與型壁換熱比內(nèi)部的211節(jié)點(diǎn)更快導(dǎo)致，與實(shí)際情況相符。具體分析圖57可知，之后溫度變化平緩。圖58針對(duì)211節(jié)點(diǎn)，示出了X/Y方向流速隨時(shí)間變化的曲線，而且存在正負(fù)值交替現(xiàn)象，證明該節(jié)點(diǎn)所在單元有金屬液流進(jìn)流出的反復(fù)過(guò)程。即當(dāng)有高溫金屬液流進(jìn)時(shí),節(jié)點(diǎn)溫度驟升，金屬液的流出又使節(jié)點(diǎn)溫度驟降，當(dāng)金屬液穩(wěn)定充滿單元后，節(jié)點(diǎn)溫度也就趨于穩(wěn)定，這與實(shí)際情況相符，因?yàn)榱黧w是溫度的載體，流場(chǎng)的變化決定了溫度的變化，也驗(yàn)證了文獻(xiàn)[11]中溫度場(chǎng)受流場(chǎng)影響較大的結(jié)論。 凝固過(guò)程溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)耦合計(jì)算 在ANSYS Mechanical中，用LDREAD,TEMP命令調(diào)用充型結(jié)束時(shí)不均勻的溫度場(chǎng)作為凝固過(guò)程的初始條件。采用直接耦合法，完成凝固過(guò)程溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)的耦合計(jì)算。計(jì)算網(wǎng)格模型與充型過(guò)程相同，只需要用ETCHG命令將流體單元轉(zhuǎn)變?yōu)榻Y(jié)構(gòu)單元即可。 材料參數(shù) 鑄件用ZG 230450鑄鋼力學(xué)性能參數(shù)如下表52。 表52 鑄件力學(xué)性能參數(shù) 溫度℃項(xiàng)目 25100 200 300 400500 6001400彈性模量GPa211 208 205 197 190 18217185屈服應(yīng)力MPa23019818416715213611914屈服后彈性模量GPa 19泊松比 導(dǎo)熱系數(shù)4945413938343230密度 78307830783078307830783078307830比熱容494 494 510 507 540557560560熱膨脹系數(shù)106/℃8由于高溫金屬液材料參數(shù)缺乏，且密度和比熱容在較短的充型過(guò)程中變化范圍比較小，充型過(guò)程高溫金屬液密度、比熱容均按恒定值設(shè)置。凝固過(guò)程熱應(yīng)力場(chǎng)采用熱彈塑性模型，在ANSYS中，用TB,BKIN命令，以表格的方式輸入經(jīng)典雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化參數(shù)，隨溫度變化的各材料參數(shù)如表52。 各溫度下應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖59。 圖59 各溫度下ZG 230450應(yīng)力應(yīng)變曲線 計(jì)算結(jié)果及分析 溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如下圖510（a）圖510(f)。 （a）150s （b）500s （c）1000s （d）1500s（e）2000s （f）2500s圖510 凝固過(guò)程溫度場(chǎng)標(biāo)記節(jié)點(diǎn)199和澆道與鑄件連接處節(jié)點(diǎn)77(節(jié)點(diǎn)位置見(jiàn)圖56)凝固過(guò)程溫度隨時(shí)間歷程曲線如圖511。可以看出，比較兩節(jié)點(diǎn)處溫度下降速率均是在溫度較高時(shí)下降較快，之后溫度下降速率逐漸變慢，變化趨勢(shì)符合實(shí)際情況[42]。凝固至2500s時(shí)，鑄件溫度已經(jīng)在250℃以下，此時(shí)的溫度梯度分布如下圖512，它是縮孔縮松判斷的重要依據(jù)。圖511 節(jié)點(diǎn)溫度時(shí)間歷程曲線 圖512 凝固計(jì)算結(jié)束是溫度梯度分布應(yīng)力場(chǎng)分析結(jié)果如圖513，該應(yīng)力是考慮了熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力的VON MISES應(yīng)力。由圖510和圖513可知，t=500s時(shí)，最大MISES應(yīng)力值111MPa,，屈服應(yīng)力約90MPa左右，表明部分節(jié)點(diǎn)發(fā)生屈服。在500s之前，MISES應(yīng)力值增大，而屈服強(qiáng)度減小，所以發(fā)生屈服的區(qū)域會(huì)越來(lái)越大，所以選用熱彈塑性模型是比較合適的。t=1000s時(shí)，,此時(shí)溫度節(jié)點(diǎn)溫度在500600，屈服應(yīng)力在119136MPa間，沒(méi)有發(fā)生屈服，同理，在1000s之后隨溫度的下降，最大MISES應(yīng)力減小，而屈服強(qiáng)度增大，屈服現(xiàn)象基本不會(huì)再出現(xiàn)。