王輝平

(1. 硬質(zhì)合金國家重點實驗室， 湖南 株洲 412000； 2. 株洲硬質(zhì)合金集團有限公司， 湖南 株洲 412000)

盤形滾刀刀圈軋制數(shù)值模擬研究

王輝平1, 2

(1. 硬質(zhì)合金國家重點實驗室， 湖南 株洲 412000； 2. 株洲硬質(zhì)合金集團有限公司， 湖南 株洲 412000)

盤形滾刀工況條件差、換刀成本高，生產(chǎn)廠家對刀圈的性能要求越來越嚴格。為了提高刀圈質(zhì)量，針對TBM中43.2 cm(17英寸)盤形滾刀刀圈，采用軋制成形工藝，運用塑性成形軟件，建立盤形滾刀軋制過程數(shù)值模型，通過有限元仿真分析滾刀成形的應(yīng)力場和應(yīng)變場，并對不同參數(shù)對成形過程的影響進行研究。研究結(jié)果表明： 1)軋制過程應(yīng)力較小，應(yīng)變分布較為均勻，但整體應(yīng)變較小，隨著主輥轉(zhuǎn)速及芯輥進給速度的增大，等效應(yīng)力逐漸減小，應(yīng)變基本不變。2)匹配仿真參數(shù)進行刀圈軋制試驗，并對刀圈質(zhì)量進行檢測，刀圈流線與外形輪廓相符，分布連貫不被打斷，且與主應(yīng)力方向一致，流線合理。

盤形滾刀刀圈； 軋制成形； 數(shù)值模擬； 等效應(yīng)力； 等效應(yīng)變

0 引言

全斷面巖石掘進機(TBM)是硬巖隧道施工中的重要掘進裝備，在掘進過程中對地應(yīng)力影響較大，并且隨著埋深的增大，地應(yīng)力增大。布置在TBM刀盤上的盤形滾刀是掘進破巖的關(guān)鍵部件，廣泛應(yīng)用于各種中軟以及中硬巖地層隧洞開挖[1]。刀盤作為盾構(gòu)的重要部件，其性能直接關(guān)系到隧道的掘進效率、施工安全、運營成本以及工程質(zhì)量。刀盤結(jié)構(gòu)復(fù)雜，樣式繁多，在不同地質(zhì)條件下刀盤施工性能表現(xiàn)各異[2]。刀盤刀具是TBM掘進機的關(guān)鍵部件。與盾構(gòu)相比，TBM刀盤結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，工作環(huán)境更為惡劣，刀具損耗大、換刀頻率高，承受大扭矩、大推力以及沖擊載荷的作用，振動十分劇烈[3]。

關(guān)于刀圈的制造已有許多的研究成果。張占杰等[4]研究了材料對刀圈性能的影響； 閆洪等[5-6]對盾構(gòu)刀具鋼的淬火和回火組織進行了研究，得出了最佳淬火和回火參數(shù)； 晏廣華等[7]研究了不同熱處理工藝對刀圈組織性能的影響； 夏毅敏等[8]對刀圈熱處理進行了數(shù)值模擬，并對刀圈性能進行了預(yù)測。此外，從成形的角度掌握刀圈制造過程中應(yīng)力、應(yīng)變的分布規(guī)律，對于提高刀圈制造質(zhì)量，從而提高刀圈使用壽命有重要意義。陳饋[9]對盾構(gòu)刀具的關(guān)鍵技術(shù)及最新發(fā)展進行了全面介紹，指出鍛造刀圈生產(chǎn)過程廢品率高，且生產(chǎn)的刀圈容易斷裂； 王江偉[10]對不同形狀尺寸的坯料進行刀圈鍛造成形進行了分析，指出空心坯料成形效果優(yōu)于實心毛坯。關(guān)于刀圈的成形已有一定的研究成果，但不夠全面，本文針對滾刀刀圈軋制過程，運用數(shù)值模擬手段，對刀圈軋制過程及軋制過程的應(yīng)力、應(yīng)變進行分析，并對不同參數(shù)對成形過程的影響進行研究，最后匹配仿真參數(shù)進行軋制試驗，對成形后的刀圈進行流線檢測。

1 盤形滾刀軋制成形工藝

1.1 刀圈成形工藝

為了使刀圈獲得沿輪廓分布的流線，并且消除坯料中碳化物等雜質(zhì)的影響，應(yīng)盡可能地增大軋制比，故設(shè)定如下成形工藝： 下料、鐓粗、制坯、沖孔及軋制成形。

1.2 刀圈制坯成形工藝設(shè)計

參考刀圈產(chǎn)品尺寸圖，加上冷縮率后，便可確定刀圈的熱鍛件圖。對于刀圈的鐓粗過程，圓柱坯料的高徑比應(yīng)不大于2.0～2.5，否則很容易產(chǎn)生彎曲。由于刀圈刃部變形比較大，在鐓粗過程中應(yīng)考慮局部高徑比的大小，以免造成制坯過程中坯料的折疊。在沖孔階段，坯料沖前直徑與沖頭直徑之比應(yīng)為2.5～3.0。若比值取得過大，會使預(yù)制坯發(fā)生畸變； 若比值過小，則不利于擴孔及后續(xù)的軋制過程。

2 軋制過程建立條件

2.1 刀圈幾何模型

盤形滾刀刀圈幾何模型見圖1，采用常用的43.2 cm(17英寸)盤形滾刀[11]，刀圈軋制成形目標幾何尺寸如圖1所示。

圖1 盤形滾刀刀圈幾何模型(單位： mm)

2.2 咬入條件

軋制過程能否順利完成，首先取決于軋制件能否被旋轉(zhuǎn)軋輥順利拽入，實現(xiàn)這一過程即為咬入條件。為實現(xiàn)軋件咬入，必須給軋件施加推力，使得軋件在碰到軋輥前已有一定的慣性力或者沖擊力，這對順利咬入是有利的。軋件如能自然地被軋輥咬入，其他條件下的拽入過程也能實現(xiàn)，這種咬入稱為自然咬入，即軋件以靜止狀態(tài)與軋輥接觸并被拽入。自然咬入軋件受力分析如圖2所示。

圖2 自然咬入軋件受力分析

在接觸點上軋件受到軋輥對它的壓力N及摩擦力T的作用。T與N滿足庫侖摩擦定律，即T=fN。因摩擦因數(shù)可用摩擦角表示為f=tanβ，且f≥tanα，故β≥α。由以上推導(dǎo)可知： 1)摩擦角β大于咬入角α，才能實現(xiàn)自然咬入； 2)摩擦角相對于咬入角越大，軋件越容易被拽入。

2.3 穩(wěn)定軋制條件

軋件被軋輥咬入之后，軋件前段與軋輥軸心連線間夾角δ不斷減小(如圖3所示)，一直到δ=0時，方可進入穩(wěn)定軋制階段。開始咬入時要求的摩擦條件較高，摩擦因數(shù)大，隨著軋件被咬入部分的逐漸增加，水平推力逐漸減小； 開始咬入條件一旦建立，軋件就能很自然地向軋輥間充填，從而建立穩(wěn)定軋制過程。因此，凡是能降低咬入角α和提高摩擦角β的措施皆有利于咬入條件和穩(wěn)定軋制條件的實現(xiàn)。

圖3 穩(wěn)定軋制條件

3 數(shù)值模擬

3.1 模型的建立

本文采用Deform-3D有限元軟件對盤形滾刀軋制過程進行模擬，建立的有限元模型如圖4所示。刀圈采用軸徑向軋制成形工藝，在Defrom-3D軟件中選擇環(huán)軋模塊進行模擬仿真，毛坯材料選擇材料庫中的H13，模具為剛體，模具預(yù)熱為300 ℃，環(huán)境溫度設(shè)為25 ℃。摩擦因子為0.7，熱傳導(dǎo)系數(shù)為11 N/(s·mm·℃)。不考慮軋件與空氣的熱對流，網(wǎng)格數(shù)量為1萬5 000個，最小網(wǎng)格尺寸為4.208 mm。采用Sparse求解器和Direct iteration迭代算法，時間步長為0.005 s，停止條件設(shè)置為刀圈外徑尺寸達到432 mm。主輥作旋轉(zhuǎn)主軋制運動，以摩擦力帶動環(huán)形毛坯旋轉(zhuǎn)； 芯輥朝主輥方向作徑向直線進給運動； 環(huán)件上下端面上的2個錐輥以環(huán)件線速度同步旋轉(zhuǎn)并作軸向進給； 隨著軋制過程的進行，環(huán)件壁厚逐漸減少，直徑逐漸擴大，軸向尺寸由錐輥軸向軋制實現(xiàn)[12]。根據(jù)軋制運動學(xué)理論，軋制過程中環(huán)件線速度為0.4～1.6 mm/s，結(jié)合現(xiàn)有軋制機參數(shù)及毛坯和模具尺寸，計算出毛坯每轉(zhuǎn)減少范圍，故可以設(shè)置主輥轉(zhuǎn)速為5 rad/s，錐輥轉(zhuǎn)速為10 rad/s，芯輥進給速度為1.5 mm/s，錐輥進給速度為0.8 mm/s。

圖4 滾刀軋制有限元模型

為研究主要不同參數(shù)對成形過程的影響，通過控制變量的方法設(shè)置了不同的參數(shù)組合，從而得出每個參數(shù)對軋制成形過程的影響規(guī)律。不同成形參數(shù)方案如表1所示。

表1 不同成形參數(shù)方案

3.2 仿真結(jié)果與分析

在軋制結(jié)束的刀圈內(nèi)部取4個點，觀察軋制過程中的刀圈應(yīng)力變化規(guī)律。刀圈軋制結(jié)束應(yīng)力分布如圖5所示。刀圈軋制開始，芯輥和主輥作為刀圈軋制成形的主要模具，軋制力充分作用于刀圈，使此區(qū)域應(yīng)力急劇上升，在達到200 MPa以上后，隨著軋制進行有小幅的上升，總體趨于平穩(wěn)，刀圈整個軋制過程變形較平穩(wěn)。刀圈截面內(nèi)部區(qū)域應(yīng)力較其他靠近截面表面的特征點小100 MPa左右。刀圈過渡圓弧部位和刀刃部位應(yīng)力在刀圈軋制過程中大于其他區(qū)域，說明刀圈刃部區(qū)域在軋制過程中溫度下降較快，原子擴散能力減弱，晶界遷移能力降低，金屬的塑性減弱。刀圈軋制過程應(yīng)力變化趨勢如圖6所示。

圖5 刀圈軋制結(jié)束應(yīng)力分布(單位： MPa)

圖6 刀圈軋制過程應(yīng)力變化趨勢

刀圈成形結(jié)束，整體應(yīng)變較均勻，較大應(yīng)變主要在刀圈側(cè)面與相鄰區(qū)域交界處。刀圈軋制結(jié)束應(yīng)變分布如圖7所示。軋制結(jié)束刀圈應(yīng)變沿刀圈截面分布，刀圈芯部主要區(qū)域應(yīng)變一致且應(yīng)變較小。刀圈芯部應(yīng)變在刀圈軋制過程中較小，原因為刀圈主要外形在預(yù)鍛過程已被成形，刀圈軋制過程刀圈截面形狀變化較小，主要是刀圈直徑的擴大變形，芯部金屬變形較小。刀圈軋制應(yīng)變變化趨勢如圖8所示?？梢钥闯?，應(yīng)變隨刀圈軋制的進行逐漸增大，說明主輥對刀圈軋制效應(yīng)較明顯，可以提高刀圈致密度，有利于刀圈使用壽命的延長。

圖7 刀圈軋制結(jié)束應(yīng)變分布

圖8 刀圈軋制應(yīng)變變化趨勢

3.3 不同參數(shù)對成形過程的影響

不同參數(shù)條件下刀圈軋制成形過程中p1點最大等效應(yīng)力及均值、p3點等效應(yīng)變及均值如表2所示?？梢钥闯觯?1)隨著主輥轉(zhuǎn)速的增大，等效應(yīng)力值逐漸減小，等效應(yīng)變幾乎無變化； 2)隨著芯輥進給速度的增大，等效應(yīng)力逐漸減小，應(yīng)變同樣無太大變化?？赡苁怯捎谒俣忍?，模具與坯料之間接觸時間太長，坯料溫度下降過多，導(dǎo)致塑性變形困難，從而等效應(yīng)力增大。

表2 等效應(yīng)力、應(yīng)變結(jié)果

4 刀圈成形質(zhì)量試驗研究

4.1 試驗方案

為了對成形刀圈質(zhì)量進行檢測，匹配數(shù)值模擬參數(shù)在立式軋環(huán)機上進行盤形滾刀刀圈軋制試驗。坯料始鍛溫度為1 150 ℃，模具預(yù)熱為300 ℃，并保溫1 h，主輥轉(zhuǎn)速為5 rad/s，錐輥轉(zhuǎn)速為10 rad/s，芯輥進給速度為1.5 mm/s，錐輥進給速度為0.8 mm/s，未加潤滑劑(使摩擦因子接近0.7)。

鍛造完成后對鍛件進行固溶、時效處理，之后將鍛件沿中間切開，對剖面進行打磨處理，用1∶1鹽酸水溶液加熱到60～80 ℃并保溫15～20 min； 然后拿出用酒精清洗，吹干，用不超過100倍的放大鏡觀察。

4.2 試驗結(jié)果分析

合理的鍛件內(nèi)部金屬流線與外形輪廓相符，并且分布連貫不被打斷，金屬流線的方向與鍛件工作時的最大正應(yīng)力平行，與最大切應(yīng)力垂直。軋制成形刀圈的流線分布如圖9所示。鍛件成形完好，流線清晰，絕大部分流線沿刀圈輪廓分布，且刀刃部分流線相對致密，這也與刀圈成形過程中刃部應(yīng)變較大相對應(yīng)。刀圈在工作時主要受到垂直正應(yīng)力和側(cè)向力，刀圈刃部流線近乎與垂直力平行，與側(cè)向力垂直，刀圈流線合理。

圖9 刀圈流線分布

根據(jù)刀圈軋制試驗以及對刀圈質(zhì)量檢測可知，采用數(shù)值模擬參數(shù)軋制得到的刀圈與試驗相驗證，質(zhì)量良好，可以為刀圈的制造提供一定的參考。

5 結(jié)論與建議

1)刀圈軋制成形過程中等效應(yīng)變、等效應(yīng)力的模擬結(jié)果表明： 軋制過程中應(yīng)力較小，有利于原子擴散能力及金屬塑性提高； 等效應(yīng)變分布較為均勻，但整體應(yīng)變較小，有進一步優(yōu)化的空間。

2)對主要參數(shù)變化對軋制過程的影響研究表明，隨著主輥轉(zhuǎn)速及芯輥進給速度的增大，等效應(yīng)力逐漸減小，應(yīng)變基本不變。

3)匹配仿真參數(shù)進行刀圈軋制試驗，并對刀圈質(zhì)量進行了檢測，刀圈流線與外形輪廓相符，分布連貫不被打斷，且與主應(yīng)力方向一致，流線合理。

4)對刀圈軋制過程中的應(yīng)力場、應(yīng)變場無法通過試驗進行直接驗證。后續(xù)研究可以對軋制過程中的參數(shù)變化對刀圈成形后的刀圈力學(xué)性能的影響進行研究，從而從側(cè)面佐證仿真的可信性。

[1] 夏毅敏,吳才章,顧健健,等. 不同地應(yīng)力下TBM盤形滾刀破巖特性[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2016(2): 450.

XIA Yimin, WU Caizhang, GU Jianjian,et al. Mechanical characteristics of TBM disc cutter under the initial stress[J]. Journal of Central South University (Natural Science), 2016(2): 450.

[2] 夏毅敏,卞章括,胡承歡,等.復(fù)合式土壓平衡盾構(gòu)機刀盤性能綜合評價方法[J]. 機械工程學(xué)報, 2014(21): 1.

XIA Yimin, BIAN Zhangkuo, HU Chenghuan,et al. Performance comprehensive evaluation of composite earth pressure balanced shield machine cutter head[J].Journal of Mechanical Engineering, 2014(21): 1.

[3] 夏毅敏,陳卓,林賚貺,等. 某供水工程TBM刀盤破巖過程動靜態(tài)響應(yīng)特性[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2016, 37(5): 732.

XIA Yimin, CHEN Zhuo, LIN Laikuang, et al． Static and dynamic response characteristics of a TBM cutter head′s rock-breaking process: A case study of a diversion project[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(5): 732.

[4] 張占杰,劉樸,趙海峰,等. TBM滾刀刀圈材料性能的研究[J]. 鋼鐵研究, 2013, 41(1): 18.

ZHANG Zhanjie, LIU Pu, ZHAO Haifeng, et al. Resarech on material performance of TBM disk cuter rings[J].Research on Iron & Steel, 2013, 41(1): 18.

[5] 閆洪, 陳磊, 阮先明,等. 盾構(gòu)刀具用5Cr5MoSiV1鋼淬火組織[J]. 金屬熱處理, 2013, 38(6): 76.

YAN Hong, CHEN Lei, RUAN Xianming, et al. Quenched microstructure of 5Cr5MoSiV1 steel for shield tools[J].Heat Treatment of Metals, 2013, 38(6): 76.

[6] 閆洪, 陳磊, 阮先明. 盾構(gòu)刀具用5Cr5MoSiV1鋼的回火工藝[J]. 材料熱處理學(xué)報, 2013, 34(增刊1): 50.

YAN Hong, CHEN lei, RUAN Xianming. Tempering process of 5Cr5MoSiV1 steel for shield tools[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2013, 34(S1): 50.

[7] 晏廣華,黃新民,褚作明,等. 不同熱處理工藝下H13鋼組織性能的變化[J]. 合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2011(6): 834.

YAN Guanghua, HUANG Xinmin, CHU Zuoming, et al. Effects of heat treatment on mechanical properties of H13 steel[J].Journal of Hefei University of Technology (Natural Science), 2011(6): 834.

[8] 夏毅敏,張睿,叢國強,等. 盤形滾刀刀圈熱處理工藝及其性能預(yù)測[J]. 熱加工工藝, 2016, 45(22): 160.

XIA Yimin, ZHANG Rui, CONG Guoqiang, et al. Heat treatment process and performance prediction of disc cutter ring[J].Hot Working Technology, 2016, 45(22): 160.

[9] 陳饋. 盾構(gòu)刀具關(guān)鍵技術(shù)及其最新發(fā)展[J]. 隧道建設(shè), 2015, 35(3): 197.

CHEN Kui. Key technologies for cutting tools of shield and their latest development[J]. Tunnel Construction, 2015, 35(3): 197.

[10] 王江偉. TBM盤形滾刀刀圈的鍛壓成形工藝研究[D]. 北京： 華北電力大學(xué), 2014.

WANG Jiangwei. Study of the forging process of TBM′s disc cutter ring[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2014.

[11] 江志強,張銀霞,王棟,等. TBM盤形滾刀淬火過程的數(shù)值研究[J]. 制造業(yè)自動化, 2015(15): 54.

JIANG Zhiqiang, ZHANG Yinxia, WANG Dong, et al.Numerical research on quenching process of TBM disc cutter[J]. Manufacturing Automation, 2015(15): 54.

[12] 徐如濤,黃海玲,王克魯,等.基于Deform-3D的徑軸向環(huán)軋有限元模擬時的導(dǎo)向輥約束[J]. 熱加工工藝,2012, 41(3): 87.

XU Rutao, HUANG Hailing, WANG Kelu,et al. Bound of guide roll in radial-axial ring rolling finite element simulation based on Deform-3D[J]. Hot Working Technology, 2012, 41(3): 87.

StudyofNumericalSimulationofRollingofDiscCutterRing

WANG Huiping1, 2

(1.StateKeyLaboratoryofCementedCarbides,Zhuzhou412000,Hunan,China; 2.ZhuzhouCementedCarbideGroupCo.,Ltd.,Zhuzhou412000,Hunan,China)

Due to the poor working conditions and high cost of replacement of disc-cutters, the manufacturers are getting stricter about the performance of the disc-cutter rings. The numerical model of rolling process of TBM-used 17 inch disc-cutter is established by plastic forming software; the stress field and strain field of the disc cutter during rolling is analyzed by finite element simulation; and the influence of different parameters on disc cutter forming process is studied. The study results show that: 1) During the disc-cutter rolling process, the stress and strain are small, the strain distribution is uniform; with the main roller speed and the feed speed of the core roller increase, the equivalent effective stress decreases; while the strain does not vary. 2) The test on disc cutter ring rolling by matching the simulation parameters is carried out; the quality checking shows that the cutter ring circle, with continuous distribution and holds the same direction with main stress, coincides with the cutter contour.

disc-cutter ring; roll forming; numerical simulation; equivalent effective stress; equivalent effective strain

2017-04-12;

2017-07-13

湖南省戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)科技攻關(guān)項目(2015GK1029)

王輝平(1963—)，男，湖南漣源人，1984年畢業(yè)于中國礦業(yè)大學(xué)，金屬材料專業(yè)，本科，高級工程師，從事硬質(zhì)合金制造技術(shù)研發(fā)與管理工作。E-mail： wanghp@601.cn。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.11.019

U 45

A

2096-4498(2017)11-1483-05