隧道掘進(jìn)機(jī)滾刀刀圈模鍛成形工藝的模擬與實(shí)驗(yàn)研究

王鍇，王琴，溫璐，尚勇，王明佳，孫朝陽

隧道掘進(jìn)機(jī)滾刀刀圈模鍛成形工藝的模擬與實(shí)驗(yàn)研究

王鍇1，王琴2，溫璐3，尚勇1，王明佳4，孫朝陽5

（1.中鐵工程裝備集團(tuán)隧道設(shè)備制造有限公司，河南 新鄉(xiāng) 453000；2.河南機(jī)電職業(yè)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，鄭州 451191；3.北京星航機(jī)電裝備有限公司，北京 100074；4.煙臺(tái)大學(xué) 核裝備與核工程學(xué)院，山東 煙臺(tái) 264005；5.北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083）

提出錘上模鍛的成形工藝，進(jìn)行滾刀刀圈的制造，以改善和提高隧道掘進(jìn)機(jī)（Tunnel Boring Machine，TBM）滾刀刀圈的模鍛成形質(zhì)量?；赥MB滾刀刀圈的結(jié)構(gòu)及特征，制定滾刀刀圈的模鍛成形工藝，建立錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形的數(shù)值模擬模型，通過數(shù)值模擬分析對(duì)比2種工藝下滾刀刀圈的成形質(zhì)量和溫度場(chǎng)、模具應(yīng)力等各場(chǎng)變量。基于數(shù)值模擬結(jié)果，采用錘上模鍛的工藝進(jìn)行刀圈成形實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬過程中的打擊次數(shù)、鍛件外觀及尺寸、截面流線、飛邊長度等特征。數(shù)值模擬結(jié)果表明，采用液壓機(jī)模鍛成形的刀圈內(nèi)部及刃部流線易出現(xiàn)折疊缺陷，模鍛結(jié)束后鍛件溫降嚴(yán)重且模具應(yīng)力較大；而采用錘上模鍛成形的刀圈刃部流線分布合理，內(nèi)部成形均勻性較好，模鍛結(jié)束后鍛件溫度為992～1 170 ℃，成形模具應(yīng)力為1 348 MPa，小于液壓機(jī)模鍛的模具應(yīng)力，滿足模具強(qiáng)度要求。錘上模鍛成形實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，成形實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的打擊次數(shù)較為吻合，成形外觀一致，刀圈截面流線分布相似，沒有明顯的尺寸誤差和飛邊長度誤差。采用錘上模鍛成形工藝成形滾刀刀圈具有較高的工藝可行性和較好的成形質(zhì)量。

滾刀刀圈；錘上模鍛；液壓機(jī)模鍛；數(shù)值模擬；模鍛成形實(shí)驗(yàn)

隨著國民經(jīng)濟(jì)的發(fā)展和城市化水平的不斷提高，對(duì)地下空間的開發(fā)與利用逐漸得到重視[1]。越來越多的城市開始規(guī)劃軌道交通、地下綜合管廊建設(shè)。此外，川藏鐵路、南水北調(diào)、新疆引水等大型隧道工程也開始建設(shè)，這些項(xiàng)目都需要進(jìn)行長距離、大埋深的地下隧道開挖[2]。在隧道工程建設(shè)中，全斷面掘進(jìn)機(jī)（Tunnel Boring Machine，TBM）以其高推進(jìn)率及較高的安全性等優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛應(yīng)用[3-5]。盤形滾刀作為目前掘進(jìn)機(jī)上廣泛使用的破巖刀具，是實(shí)現(xiàn)TBM高效掘進(jìn)的關(guān)鍵部件[6-8]。掘進(jìn)過程中，盤形滾刀對(duì)巖石起著擠壓破碎的作用，且一直處在高沖擊、高磨蝕的惡劣工況，是消耗最多的零件[9-10]。巖層中富含的高磨蝕性硬質(zhì)顆粒使?jié)L刀刀圈在掘進(jìn)過程中極易出現(xiàn)崩刃、斷裂、卷刃等損壞現(xiàn)象，嚴(yán)重降低了TBM的施工效率[11-13]。

雖然國內(nèi)對(duì)刀圈材料的研發(fā)和刀圈制造工藝的研究已取得了一定的成果，但復(fù)雜、惡劣的地質(zhì)條件使得國產(chǎn)刀圈的使用壽命仍然處于較低水平，其質(zhì)量和性能有待進(jìn)一步提升[14-16]。夏毅敏等[17]探索了軋制刀圈工藝，分析了軋制溫度為1 050～1 200 ℃時(shí)刀圈成形件各場(chǎng)量的變化，結(jié)果表明，在1 100 ℃成形時(shí)，刀圈的平均等效應(yīng)變達(dá)到最大值，而超過該溫度時(shí)，其值又會(huì)下降，成形后的刀圈組織也會(huì)變均勻。王輝平[18]研究了主輥轉(zhuǎn)速在2.5～5 rad/s時(shí)軋制件各場(chǎng)量的變化，研究發(fā)現(xiàn)，隨著主輥轉(zhuǎn)速的增大，刀圈的應(yīng)力逐漸下降，但應(yīng)變沒有明顯變化。此外，軋制成形過程中過大的摩擦力會(huì)使材料出現(xiàn)填充不滿的現(xiàn)象；而摩擦太小時(shí)，會(huì)造成材料變形增大，導(dǎo)致成形組織不均勻[17,19]。模鍛工藝作為一種近凈成形技術(shù)，在合適的工藝參數(shù)下可以得到尺寸精度高、組織均勻且性能優(yōu)良的鍛件。張凌[20]對(duì)刀圈的模鍛工藝展開了詳細(xì)研究，結(jié)果表明，通過模鍛能夠使刀圈實(shí)現(xiàn)近凈成形，且鍛件質(zhì)量較好，是一種較優(yōu)的成形工藝?；诖?，眾多學(xué)者對(duì)液壓機(jī)模鍛成形時(shí)參數(shù)的影響進(jìn)行了研究，王江偉[21]主要針對(duì)坯料的形狀及尺寸展開了研究，并指出當(dāng)坯料徑高比為2.4時(shí)，鍛件截面流線及宏觀性能最優(yōu)。趙正陽[22]也對(duì)不同高度的空心坯料進(jìn)行了模鍛仿真分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)高度為60～80 mm時(shí)，成形后的鍛件質(zhì)量較好，不會(huì)出現(xiàn)缺陷，可生產(chǎn)出性能優(yōu)于國外的刀圈。王輝平[23]主要研究了鍛造參數(shù)對(duì)刀圈截面流線的影響，并指出鍛造時(shí)的摩擦、坯料高度及上模下壓的高度對(duì)成形件截面流線的影響較大。麻成標(biāo)[24]采用田口優(yōu)化方法，建立了關(guān)于坯料、模具參數(shù)及成形參數(shù)的優(yōu)化體系，獲得了優(yōu)化后的參數(shù)組合，在此基礎(chǔ)上成形的刀圈性能可滿足工況要求。綜上所述，眾多學(xué)者通過數(shù)值模擬與成形實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方式對(duì)滾刀刀圈的軋制成形和液壓機(jī)模鍛成形工藝進(jìn)行了研究，但是關(guān)于滾刀刀圈錘上模鍛成形工藝的研究鮮有報(bào)道。

為此，考慮到錘上模鍛工藝有利于提高鍛坯的組織均勻性[25-26]，文中提出將錘上模鍛成形應(yīng)用于刀圈的成形制造中。首先，基于滾刀刀圈的結(jié)構(gòu)及特征，對(duì)其模鍛成形工藝進(jìn)行分析，并對(duì)刀圈鍛件及模具型槽進(jìn)行設(shè)計(jì)；其次，基于數(shù)值模擬對(duì)比錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形刀圈的宏觀成形性能；最后，采用成形實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證錘上模鍛成形工藝的可行性和仿真模擬的可靠性。該研究可為刀圈產(chǎn)品的生產(chǎn)提供更為靈活的工藝方案，為我國自主研發(fā)刀圈提供一定的基礎(chǔ)和參考。

1 滾刀刀圈模鍛成形工藝分析及設(shè)計(jì)

1.1 刀圈模鍛成形工藝分析

TBM常用的滾刀尺寸為19英寸盤形滾刀刀圈，圖1a為滾刀刀圈的三維模型，圖1b為刀圈截面圖。刀圈的外徑1為484.5 mm，內(nèi)徑2為324 mm，高度1為89 mm；刃部采用圓弧刃形，半徑為12 mm，刃角為20°。

圖1 19英寸滾刀刀圈結(jié)構(gòu)

由于滾刀刀圈為環(huán)形件，其結(jié)構(gòu)及形狀較為簡(jiǎn)單，因而采用模鍛成形工藝較為適合。將加熱至變形溫度的實(shí)心坯料鐓粗預(yù)模鍛及終鍛成形后，取下鍛件放于切邊機(jī)上去飛邊及沖孔連皮，從而實(shí)現(xiàn)刀圈的近凈成形。經(jīng)過模鍛成形的刀圈鍛件在宏觀上尺寸形狀精度高且表面質(zhì)量較好；在微觀上能保持良好的鍛后組織，可提升成形件性能。因此，基于模鍛工藝的2種不同方式（錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛）研究該盤形滾刀刀圈的模鍛成形過程。

1.2 刀圈模鍛成形工藝設(shè)計(jì)

基于最大投影面積的設(shè)計(jì)原則，將鍛件分模位置取在刀圈豎直方向的中間面。對(duì)于錘上模鍛鍛件，將與分模面平行的刀圈端面、刀圈外表層及內(nèi)表層的加工余量取為4 mm；對(duì)于液壓機(jī)模鍛鍛件，將與分模面平行的刀圈端面、刀圈外表層及內(nèi)表層的加工余量取為3.5 mm。錘上模鍛成形后的鍛件出模較難，內(nèi)斜度取7°；而液壓機(jī)模鍛具有頂出裝置，鍛件出模相對(duì)容易，內(nèi)斜度取5°。不論對(duì)于錘上模鍛還是液壓機(jī)模鍛，刀圈圓角均為外圓角，經(jīng)查表，刀刃處圓角2取7 mm，刀圈肩部處圓角1取4 mm，由此確定的刀圈鍛件見圖2a，圖中角仍為20°，角與內(nèi)斜度互為余角。

依據(jù)鍛件圖和飛邊槽對(duì)模具型槽進(jìn)行設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)的終鍛下模見圖2b，其長度和寬度均為700 mm，模具高度為150 mm。由于不涉及大批量生產(chǎn)，對(duì)模具結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，且上下模具完全一致。

圖2 刀圈鍛件及模鍛下模

2 滾刀刀圈模鍛成形的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型的建立

利用DEFORM–3D有限元軟件分別進(jìn)行滾刀刀圈錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形仿真分析。采用UG三維軟件建立鐓粗預(yù)模鍛和模鍛終鍛成形的模具及坯料的實(shí)體模型，導(dǎo)入DEFORM–3D中進(jìn)行模擬分析。由于滾刀刀圈為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，為節(jié)省仿真時(shí)間，只建立1/2的對(duì)稱模型進(jìn)行特征建模，且上模與下模完全一致。在鐓粗成形時(shí)，為了不發(fā)生失穩(wěn)，坯料的高徑比必須滿足式（1）。

式中：h為坯料高度；d為坯料直徑。依據(jù)所設(shè)計(jì)鍛件的體積，加上飛邊體積及鍛造燒損等可求得坯料體積，進(jìn)而計(jì)算得到坯料直徑d=163～183 mm，取d=180 mm，則高度h=330 mm。坯料與模具裝配模型見圖3。

整個(gè)模鍛成形過程可分為4個(gè)工序：

1）工序1為空氣傳熱過程。坯料材料為5Cr5MoSiV1鋼且設(shè)為塑性，由于材料適宜的熱加工工藝窗口為1 000～1 185 ℃，故將坯料的始鍛溫度初設(shè)為1 150 ℃，環(huán)境溫度設(shè)為20 ℃，坯料與環(huán)境間的熱交換系數(shù)為20 W/(m2·℃)。模擬控制僅激活熱傳遞，設(shè)置控制器運(yùn)行步數(shù)為30步，每步1 s，模擬坯料加熱至1 150 ℃后從加熱爐運(yùn)送至液壓機(jī)共30 s的空氣傳熱過程。

2）工序2為坯料鐓粗預(yù)模鍛。模具材料為5CrNiMo鋼并設(shè)為剛性，上下模具的溫度設(shè)為350 ℃，模擬控制中將變形和熱傳遞全部激活。王輝平[23]對(duì)17英寸滾刀進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)，增大摩擦因子會(huì)增加鍛造壓力，降低刃部填充質(zhì)量，考慮到本文研究對(duì)象為19英寸滾刀，摩擦因子需要適當(dāng)減小，因此，將坯料與模具間的摩擦因子取為0.3，坯料與上下模間的熱傳導(dǎo)系數(shù)為11 000 W/(m2·℃)。坯料與上下模均需設(shè)定對(duì)稱邊界條件，以及與環(huán)境間的熱交換邊界條件，熱交換系數(shù)為20 W/(m2·℃)。對(duì)坯料采用四面體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，坯料網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為100 000個(gè)。上模以15 mm/s的加載速度將坯料由高度330 mm鐓粗至100 mm。

3）工序3為二次轉(zhuǎn)移熱傳導(dǎo)過程。坯料鐓粗過程模擬結(jié)束后，再次進(jìn)入前處理中，模擬控制僅激活熱傳遞，環(huán)境溫度同樣為20 ℃，坯料與環(huán)境間的熱交換系數(shù)為20 W/(m2·℃)，設(shè)置控制器運(yùn)行步數(shù)為30步，每步1 s，模擬坯料從液壓機(jī)鐓粗結(jié)束后傳送至終鍛設(shè)備共30 s的熱傳導(dǎo)過程。

4）工序4為模鍛終鍛成形。再次進(jìn)入前處理模塊中，將上下模具進(jìn)行更換，同樣將上下模具設(shè)置為剛體，溫度為350 ℃，模擬控制中將變形和熱傳遞全部激活。錘上模鍛終鍛成形和液壓機(jī)模鍛終鍛成形的仿真參數(shù)設(shè)置見表1。

表1 模鍛終鍛成形仿真參數(shù)設(shè)置

Tab.1 Parameter settings of final die forging simulation

2.2 模擬結(jié)果分析

對(duì)滾刀刀圈的錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形進(jìn)行仿真分析，將這2種模鍛方式對(duì)比分析，主要包括刀圈的成形效果、成形均勻性、溫度場(chǎng)、鍛造流線及金屬損傷、模具應(yīng)力等，從而得到較優(yōu)的模鍛成形方式。

2.2.1 成形效果對(duì)比

圖4a、b分別為錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形刀圈的坯料變形過程圖。可以看出，2種成形方式下坯料的變形過程差別較大，采用錘上模鍛方式成形刀圈時(shí)，坯料填充完整且沒有出現(xiàn)任何缺陷，而采用液壓機(jī)模鍛方式成形的刀圈出現(xiàn)了內(nèi)部折疊缺陷，這是由于液壓機(jī)模鍛成形過程中坯料的溫度急劇下降，使得上模下壓時(shí)金屬的流動(dòng)性降低，向外側(cè)流動(dòng)填充刀圈刃部的金屬體積遠(yuǎn)少于錘上模鍛。后續(xù)坯料向上、下模具型腔填充時(shí)，由于金屬流動(dòng)性能的降低，出現(xiàn)了表面折疊的缺陷，且隨著上模的逐漸下壓，折疊缺陷越來越嚴(yán)重，直到鍛件成形結(jié)束時(shí)，表面折疊缺陷轉(zhuǎn)變?yōu)殄懠?nèi)部折疊缺陷，缺陷的存在將嚴(yán)重降低刀圈產(chǎn)品的使用性能。因此，從成形效果對(duì)比可以看出，采用錘上模鍛成形的刀圈坯料填充情況良好且鍛件表面光滑，沒有出現(xiàn)折疊及裂紋等缺陷，刀圈的成形質(zhì)量更好。

2.2.2 成形均勻性對(duì)比

在刀圈截面的刃部和芯部區(qū)域選取2個(gè)特征點(diǎn)1、2，這2點(diǎn)在2種模鍛方式下終鍛成形的應(yīng)變變化過程見圖5。可以看出，等效應(yīng)變均呈增大趨勢(shì)，但增大方式不相同，錘上模鍛等效應(yīng)變隨時(shí)間增長呈“階梯式”上升，而液壓機(jī)模鍛成形時(shí)等效應(yīng)變緩慢增大。這是因?yàn)橐簤簷C(jī)模鍛成形具有靜壓力的特性，在靜壓作用下，坯料填充模具型腔逐漸成形，等效應(yīng)變緩慢增大；而錘上模鍛是錘頭下落打擊坯料沖擊成形，在沖擊載荷作用下，坯料瞬間產(chǎn)生較大變形量，等效應(yīng)變瞬間增大，每兩錘之間坯料沒有發(fā)生變形，等效應(yīng)變就保持不變。

模鍛成形的刀圈成形越均勻，越有利于提升刀圈性能。等效應(yīng)變的大小和分布能夠反映刀圈成形過程中的變形程度及變形均勻性，不均勻的變形易導(dǎo)致刀圈晶粒粗大及晶粒分布不均勻，嚴(yán)重影響刀圈的成形質(zhì)量。因此，采用平均等效應(yīng)變及等效應(yīng)變方差來評(píng)定，其表達(dá)式分別如式（2）—（3）所示。

圖4 不同模鍛方式下滾刀刀圈的成形效果

圖5 不同模鍛方式下特征點(diǎn)的等效應(yīng)變曲線

圖6 不同模鍛方式下成形刀圈的平均等效應(yīng)變及等效應(yīng)變方差

2.2.3 溫度場(chǎng)對(duì)比

分別在刀圈的表面和內(nèi)部選取2個(gè)特征點(diǎn)1、2，這2個(gè)點(diǎn)在不同模鍛設(shè)備下的溫度隨時(shí)間變化過程見圖7。首先，觀察刀圈表面的溫度，不同模鍛方式下刀圈表面溫度變化方式不同。采用液壓機(jī)模鍛時(shí)，刀圈表面溫度呈下降趨勢(shì)，從1 150 ℃急劇下降至520 ℃，這主要是因?yàn)橐簤簷C(jī)模鍛成形時(shí)，在下壓過程中坯料的外表層與上、下模具直接接觸，模具與坯料之間的溫度相差較大，發(fā)生熱傳導(dǎo)，使得成形鍛件的外表面溫度降低；而采用錘上模鍛時(shí)，在坯料鐓粗階段溫度下降至1 095 ℃，鐓粗結(jié)束后與環(huán)境熱交換，溫度又下降至1 043 ℃，但在隨后的錘上模鍛成形過程中，刀圈表面溫度呈“階梯式”上升，這是因?yàn)楫?dāng)錘頭打擊坯料時(shí)，坯料與模具間發(fā)生劇烈摩擦，產(chǎn)生大量熱量，且坯料瞬間產(chǎn)生較大變形，變形能大部分轉(zhuǎn)換為熱能，導(dǎo)致外表面溫度瞬間上升。

其次，觀察刀圈內(nèi)部的溫度?？梢园l(fā)現(xiàn)，采用錘上模鍛時(shí)，刀圈內(nèi)部溫度呈上升趨勢(shì)，主要是因?yàn)殄N上模鍛時(shí)刀圈表層溫度上升，內(nèi)部的熱量在表層金屬的隔絕作用下不易散失，一直保持較高溫度，且隨著刀圈逐漸成形，變形能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能，刀圈內(nèi)部溫度上升；而采用液壓機(jī)模鍛時(shí)，在坯料鐓粗過程中內(nèi)部溫度略微上升，隨后溫度呈下降趨勢(shì)，金屬在上模下壓過程中逐漸向最外側(cè)流動(dòng)成形刀圈刃部，由于與環(huán)境間的熱交換，溫度逐漸下降，最終內(nèi)部溫度下降至855 ℃。

總體對(duì)比發(fā)現(xiàn)，錘上模鍛成形結(jié)束后，刀圈溫度范圍為992～1 170 ℃，處于合理的模鍛溫度范圍內(nèi)，刀圈溫度分布較為均勻，沒有出現(xiàn)局部溫度異常高的現(xiàn)象，不會(huì)造成奧氏體晶粒粗大、過燒等現(xiàn)象；液壓機(jī)模鍛成形中，相比于初始模鍛溫度，刀圈溫度大大下降，使得模鍛成形過程中成形載荷增大，且刀圈溫度分布不均勻，不利于刀圈內(nèi)部獲得均勻的微觀組織。

2.2.4 刀圈鍛造流線對(duì)比

2種不同模鍛方式成形結(jié)束后刀圈的金屬流線分布見圖8，可以看出，刀圈刃部處的流線方向較為合理，基本沿徑向分布，與刀圈破巖時(shí)所受的最大壓應(yīng)力方向一致，并與最大切應(yīng)力方向垂直，使得刀圈破巖時(shí)徑向承載能力提高，從而提高刀圈使用壽命。刀圈肩部的金屬流線方向幾乎垂直于徑向，刀圈工作時(shí)肩部易受到?jīng)_擊載荷，流線的軸向分布能使沖擊得到緩和，降低刀圈發(fā)生崩刃的危險(xiǎn)。

還可以發(fā)現(xiàn)，靠近刀圈內(nèi)徑的流線比較紊亂，但是刀圈內(nèi)部的承載面較大，不會(huì)輕易發(fā)生失效。在刀圈破巖過程中，刃部與巖石直接作用，其應(yīng)力較大，因此需重點(diǎn)關(guān)注刃部的流線情況。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，液壓機(jī)模鍛成形后的刀圈刃部流線產(chǎn)生折疊缺陷，大大降低刀圈的疲勞性能，會(huì)使得刀圈在復(fù)雜惡劣環(huán)境下工作提前失效；而錘上模鍛成形后的刀圈刃部流線與刀圈截面外形輪廓相符，流線連貫且沒有出現(xiàn)亂流或折疊等現(xiàn)象，能使刀圈擁有良好的力學(xué)性能。

圖7 不同模鍛方式下特征點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線

圖8 不同模鍛方式下成形刀圈的流線分布

2.2.5 金屬損傷對(duì)比

金屬損傷值是衡量金屬在模鍛成形過程中開裂傾向的物理量，在刀圈模鍛成形時(shí)由于受到各種因素的影響，鍛件存在一定的損傷累積，當(dāng)材料損傷值達(dá)到材料所允許的損傷極限時(shí)，鍛件可能會(huì)出現(xiàn)開裂缺陷。

圖9a、b為不同模鍛方式下的刀圈鍛件損傷值，可以看出，2種模鍛成形方式下刀圈鍛件的最小損傷值均出現(xiàn)在芯部，且不同模鍛方式下?lián)p傷值各不相同，液壓機(jī)模鍛成形刀圈在鍛件內(nèi)部出現(xiàn)折疊缺陷的地方有損傷最大值，且刀圈內(nèi)部損傷分布不均勻；相比于液壓機(jī)模鍛鍛件，錘上模鍛成形的刀圈鍛件損傷值明顯降低，因此，采用錘上模鍛的方式可以減小鍛件開裂傾向，降低廢件率。

2.2.6 模具應(yīng)力對(duì)比

在刀圈模鍛成形過程中，坯料與模具型腔之間相互作用，兩者之間存在力的傳遞，且在型腔圓角處很容易造成應(yīng)力集中，若在成形過程中模具應(yīng)力太大，會(huì)導(dǎo)致模具發(fā)生斷裂失效，降低模具的壽命，且對(duì)零件的生產(chǎn)和質(zhì)量有一定影響。

圖9 不同模鍛方式下成形刀圈的損傷值

因此，利用Deform–3D中的Die Stress Analysis模塊分析2種不同模鍛方式下成形刀圈的模具應(yīng)力，將上述已經(jīng)計(jì)算好的刀圈錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛成形仿真的DB文件分別導(dǎo)入此模塊中，選擇下模具作為分析對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行劃分網(wǎng)格、設(shè)定模擬參數(shù)等，且通過插值計(jì)算的方法將2種模鍛方式成形時(shí)的載荷分別映射到相應(yīng)模具上，求解結(jié)果見圖10。由圖10中可以看出，采用2種模鍛成形方式，應(yīng)力都主要集中在模具型腔底部，因?yàn)樾颓坏撞颗c金屬坯料的接觸面積最大，受力最大；且在型腔底部凹圓角的位置處應(yīng)力最大，此處金屬流動(dòng)阻力大，易造成應(yīng)力集中，導(dǎo)致模具失效。液壓機(jī)模鍛成形刀圈時(shí)，模具最大等效應(yīng)力為1 780 MPa，等效應(yīng)力方差為230.5；而采用錘上模鍛的方式成形刀圈時(shí)，最大等效應(yīng)力為1 348 MPa，等效應(yīng)力方差為174.3，模具應(yīng)力不僅有所下降，且應(yīng)力分布也越來越均勻，大大緩解應(yīng)力集中，提高模具壽命。

通過式（4）計(jì)算得出5CrNiMo鋼的許用拉應(yīng)力為875～937.5 MPa，且許用壓應(yīng)力與許用拉應(yīng)力的關(guān)系如式（5）所示。

取安全系數(shù)的最小值1.5，則5CrNiMo鋼的許用壓應(yīng)力為1 312.5～1 406.25 MPa，由此可知，采用錘上模鍛的成形方式能夠滿足模具強(qiáng)度要求。

3 成形實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

基于上述分析可知，采用錘上模鍛成形的刀圈質(zhì)量和性能更好，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行刀圈錘上模鍛成形實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)所用的材料為5Cr5MoSiV1熱作模具鋼，下料成形圓柱棒料，將鍛坯切割成規(guī)格為180 mm× 330 mm的鋼錠，進(jìn)行坯料鐓粗實(shí)驗(yàn)，將上述棒坯以10 ℃/min的加熱速率加熱至1 150 ℃，模具溫度加熱至350 ℃，將加熱完成的坯料運(yùn)至500 t液壓機(jī)上，用時(shí)大約30 s左右，采用定程控制方法將坯料以15 mm/s的加載速度由高度330 mm鐓粗至100 mm。將鐓粗后的坯料通過固定旋轉(zhuǎn)機(jī)械手放置于16 t的模鍛錘上，用時(shí)大約30 s左右，設(shè)置第1錘的打擊能量為200 kJ，第一錘先預(yù)模鍛，觀察是否偏心，無偏心后從第二錘開始滿載重打，打擊能量為400 kJ，鍛打至鍛件尺寸。錘上模鍛成形結(jié)束后，將鍛件轉(zhuǎn)運(yùn)至切飛邊液壓模鍛機(jī)上，將飛邊和連皮同時(shí)切下后，將鍛件放置于保溫箱里緩冷至所需溫度。

圖10 不同模鍛方式下成形刀圈的模具應(yīng)力

圖11為錘上模鍛成形的刀圈鍛件實(shí)體，將鍛件冷卻后，對(duì)其尺寸進(jìn)行測(cè)量，刀圈鍛件的外徑為493 mm，內(nèi)徑為316 mm，高度96.6 mm，可見其整體尺寸與設(shè)計(jì)尺寸一致，驗(yàn)證了模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及整個(gè)錘上模鍛成形工藝的合理性。對(duì)刀圈鍛件外觀進(jìn)行檢查，發(fā)現(xiàn)成形后的刀圈端面及內(nèi)孔表面質(zhì)量較好，表面較為光滑，無凹坑、重皮，且沒有出現(xiàn)折疊及裂紋等缺陷。

圖11 刀圈鍛件尺寸測(cè)量

將刀圈錘上模鍛實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖12所示。由模擬結(jié)果可知，在能保證刀圈成形良好的情況下，錘頭需要打擊坯料11次，在實(shí)際成形實(shí)驗(yàn)時(shí)，鍛錘的打擊次數(shù)為12次，與模擬結(jié)果較為吻合。

由圖12a可以看出，模擬件與實(shí)驗(yàn)件外觀一致，測(cè)量刀圈實(shí)驗(yàn)件的外徑和內(nèi)徑，并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩者間尺寸誤差處于合理范圍內(nèi)。

取刀圈鍛件截面試樣，采用1:1鹽酸水溶液腐蝕處理，將其加熱至60 ℃并保溫15～20 min后用酒精清洗，對(duì)刀圈鍛件截面流線進(jìn)行觀察，見圖12b，可以發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果一致，刃部流線與截面外形輪廓相符，流線分布連貫且封閉，沒有出現(xiàn)亂流或折疊等缺陷。

將實(shí)驗(yàn)鍛件飛邊與模擬結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)飛邊的分布都較均勻，選取4個(gè)位置對(duì)飛邊的長度進(jìn)行測(cè)量，見圖12c，可見實(shí)驗(yàn)值與模擬值非常接近，模擬所得飛邊長度的均值為18.56 mm，實(shí)驗(yàn)所得飛邊長度的均值為18.26 mm，兩者的誤差在5%以內(nèi)。

圖12 有限元模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

綜上所述，從刀圈鍛件成形所需打擊次數(shù)、鍛件外觀及尺寸、截面流線、飛邊4個(gè)方面對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了工藝的可行性和模擬的可靠性。

4 結(jié)論

1）基于滾刀刀圈的結(jié)構(gòu)及特征，制定了滾刀刀圈的模鍛成形工藝。對(duì)2種不同模鍛成形方式（錘上模鍛和液壓機(jī)模鍛）成形的鍛件及模鍛型槽進(jìn)行了設(shè)計(jì)。

2）通過數(shù)值模擬對(duì)2種不同模鍛方式下的刀圈成形效果、成形均勻性、溫度場(chǎng)、鍛造流線、刀圈損傷及模具應(yīng)力等進(jìn)行對(duì)比研究，結(jié)果表明，錘上模鍛工藝下鍛件的成形優(yōu)于液壓機(jī)模鍛成形，從而為滾刀刀圈成形工藝的選擇和指導(dǎo)提供了依據(jù)。

3）采用錘上模鍛進(jìn)行滾刀刀圈成形實(shí)驗(yàn)，成形件尺寸與設(shè)計(jì)尺寸一致，表面質(zhì)量較好，沒有出現(xiàn)開裂及折疊等現(xiàn)象，驗(yàn)證了模具設(shè)計(jì)及錘上模鍛工藝的合理性。對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果可知，二者打擊次數(shù)較吻合且外觀一致，尺寸誤差處于合理范圍，刀圈截面流線分布相似，飛邊長度誤差在5%以內(nèi)，驗(yàn)證了模擬的可靠性。

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Numerical Simulation and Experiment of Forming Process for Die Forging of TBM Disc Cutter Ring

WANG Kai1, WANG Qin2, WEN Lu3, SHANG Yong1, WANG Ming-jia4, SUN Chao-yang5

(1. China Railway Engineering Equipment Group Co., Ltd., Henan Xinxiang 453000, China; 2. School of Mechanical and Electrical Engineering, Henan Mechanical and Electrical Vocational College, Zhengzhou 451191, China; 3. Beijing Xinghang Electro-mechanical Equipment Co., Ltd., Beijing 100074, China; 4. College of Nuclear Equipment and Nuclear Engineering, Yantai University, Shandong Yantai 264005, China; 5. School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

The work aims to put forward the forming process of die forging on hammer and manufacture the disc cutter ring, so as to improve and enhance the forming quality of the disc cutter ring of tunnel boring machine (TBM). Based on the structure and shape characteristics of TBM disc cutter ring, the forming process for die forging was formulated. Subsequently, the numerical simulation models for die forging on hammer and hydraulic press were established respectively. The forming quality of the cutter ring, temperature field, die stress and other field variables under the two processes were analyzed and compared by numerical simulation. Based on the numerical simulation results, the cutter ring forming experiment was carried out under the die forging on hammer, and the characteristics such as the striking times, the appearance and size of the forging, the sectional flow line and the flash length were compared and analyzed during the experiment and numerical simulation. According to the numerical simulation results, the internal and edge flow lines of the cutter ring formed by die forging on hydraulic press were prone to folding defects, and the temperature drop of the forging was serious and the die stress was large after die forging. The flow line distribution at the edge of the cutter ring formed by die forging on hammer was reasonable, and the internal forming uniformity was better. The forging temperature was 992-1 170 ℃ after the die forging, and the forming die stress was 1 348 MPa, which was less than the die stress under the die forging on hydraulic press and met the requirements of the die strength.From the experimental results of die forging on hammer, the striking times in forming experiment and numerical simulation were consistent, the forming appearance was the same, the flow line distribution of the cutter ring section was similar, and there was no obvious error in size and flash length.The disc cutter ring formed by die forging on hammer has higher feasibility in process and better forming quality.

disc cutter ring; die forging on hammer; die forging on hydraulic press; numerical simulation; die forging forming experiment

10.3969/j.issn.1674-6457.2023.02.014

TG316.3

A

1674-6457(2023)02-0114-11

2022–12–23

2022-12-23

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2022YFE0123700）；國家自然科學(xué)基金（52161145407）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目（FRF-TP-20-009A2，F(xiàn)RF-BD-20-08A）

National Key Research and Development Program (2022YFE0123700); National Natural Science Foundation of China (52161145407); Fundamental Research Funds for the Central Universities (FRF-TP-20-009A2, FRF-BD-20-08A)

王鍇（1977—），男，碩士，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)樗淼谰蜻M(jìn)機(jī)械。

WANG Kai (1977-), Male, Master, Senior engineer, Research focus: tunnel boring machine.

孫朝陽（1976—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)椴牧隙喑叨攘W(xué)行為、塑性加工理論及應(yīng)用、難變形合金熱擠壓理論及應(yīng)用、輕量化成形制造。

SUN Chao-yang (1976-), Male, Doctor, Professor, Research focus: multi-scale mechanical behavior of materials, plastic processing theory and application, hot extrusion theory and application of refractory alloys, lightweight metal forming and manufacturing.

王鍇,王琴,溫璐, 等. 隧道掘進(jìn)機(jī)滾刀刀圈模鍛成形工藝的模擬與實(shí)驗(yàn)研究[J]. 精密成形工程, 2023, 15(2): 114-124.

WANG Kai,WANG Qin,WEN Lu, et al. Numerical Simulation and Experiment of Forming Process for Die Forging of TBM Disc Cutter Ring[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2023, 15(2): 114-124.