盾構(gòu)切刀硬質(zhì)合金與鋼基體釬焊殘余應(yīng)力

夏毅敏， 仝 磊， 柏 彬， 華偉明

(1.中南大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410083; 2.國(guó)網(wǎng)江蘇省電力有限公司 建設(shè)部, 江蘇 南京 211000)

盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)過(guò)程是依靠切刀對(duì)巖土的切削作用來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)掌子面的開(kāi)挖，為了提高切刀的耐磨性，一般在鋼質(zhì)刀體上釬焊硬質(zhì)合金來(lái)作為工作刃切削巖土[1].但是由于硬質(zhì)合金材料的塑性、韌性以及線(xiàn)膨脹系數(shù)與鋼基體差別較大[2-4]，在釬焊冷卻過(guò)程中會(huì)因材料參數(shù)的不匹配而使焊縫處產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力甚至產(chǎn)生變形、裂紋.焊接殘余應(yīng)力是切刀切削過(guò)程中發(fā)生合金破碎、剝落的重要因素，對(duì)盾構(gòu)切刀硬質(zhì)合金與鋼基體釬焊殘余應(yīng)力進(jìn)行研究，有助于分析盾構(gòu)切刀硬質(zhì)合金破碎、合金頭脫落等非正常失效的原因.

近年來(lái)，研究者對(duì)于硬質(zhì)合金釬焊殘余應(yīng)力及焊接接頭組織性能進(jìn)行了大量研究[5-9].葛志德等[5]從試驗(yàn)角度入手，研究了YG8硬質(zhì)合金采用鎳基釬料釬焊過(guò)程中的加熱溫度、焊料層厚度及冷卻方式等對(duì)焊接強(qiáng)度的影響.岳喜山、劉海漢等[6-7]從數(shù)值模擬的角度，研究了接頭形狀、焊縫厚度等對(duì)φ50 mm硬質(zhì)合金圓環(huán)焊后殘余應(yīng)力分布的影響規(guī)律.

盾構(gòu)機(jī)切刀硬質(zhì)合金與鋼基體焊接面較大、焊接結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其實(shí)際使用過(guò)程對(duì)焊縫強(qiáng)度要求較高，但是目前針對(duì)盾構(gòu)切刀釬焊殘余應(yīng)力的研究相對(duì)缺乏.本文借助ABAQUS數(shù)值模擬軟件，通過(guò)建立三維非線(xiàn)性焊接熱力耦合有限元模型，考慮材料熱物理性能參數(shù)隨溫度的變化關(guān)系，通過(guò)模擬計(jì)算盾構(gòu)切刀釬焊刀頭的溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)，得到刀頭的殘余應(yīng)力分布及大小，并通過(guò)X射線(xiàn)衍射儀對(duì)殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)試，驗(yàn)證模擬結(jié)果，最后對(duì)釬料厚度和合金塊數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，從而對(duì)實(shí)際切刀焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行指導(dǎo).

1 切刀釬焊仿真模擬

1.1 有限元模型的建立

研究對(duì)象為刃寬160 mm的盾構(gòu)切刀，其鋼基體材料為Q235，硬質(zhì)合金牌號(hào)為YG13C，該切刀單排合金為3塊，寬度尺寸分別為50，60，50 mm，合金截面尺寸均為15 mm×30 mm.切刀加工制造工藝路線(xiàn)為：毛坯銑—熱處理(調(diào)質(zhì))—清洗—釬焊—冷卻—噴砂.刀體與硬質(zhì)合金通過(guò)銀基釬焊方式連接，釬料為Bag70CuZn，釬料厚度為0.2 mm.切刀在感應(yīng)加熱器中加熱，加熱溫度為780 ℃.釬焊完成后，切刀在空氣中自然冷卻降溫，環(huán)境溫度為25 ℃.切刀裝配圖如圖1所示.

切刀在實(shí)際感應(yīng)加熱釬焊過(guò)程中，只有靠近刀頭合金焊接區(qū)域會(huì)被加熱到釬焊溫度，切刀靠近焊接面的刀頭區(qū)域殘余應(yīng)力分布情況是影響切刀焊縫強(qiáng)度的關(guān)鍵，同時(shí)為了減少模擬計(jì)算量，本模型僅對(duì)切刀刀頭區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分和熱應(yīng)力計(jì)算.本文基于ABAQUS建立切刀刀頭三維非線(xiàn)性有限元模型，對(duì)其進(jìn)行溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)分析.由于溫度場(chǎng)計(jì)算需采用熱分析單元，故選用DC3D8單元.焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)分析需采用熱應(yīng)力單元，為了避免金屬材料發(fā)生體積自鎖，選擇線(xiàn)性減縮積分單元C3D8R.圖2為切刀刀頭網(wǎng)格劃分模型.

1.2 有限元模擬過(guò)程

釬焊后冷卻殘余應(yīng)力場(chǎng)采用間接法進(jìn)行模擬，即將第一步溫度場(chǎng)分析結(jié)果作為載荷施加到第二步熱應(yīng)力分析中進(jìn)行計(jì)算.

首先模擬出釬焊后冷卻過(guò)程中溫度場(chǎng)的變化情況.本文對(duì)盾構(gòu)切刀釬焊冷卻過(guò)程中溫度場(chǎng)計(jì)算分析，考慮了刀頭與空氣發(fā)生對(duì)流傳熱及熱輻射過(guò)程，在ABAQUS中設(shè)置切刀刀頭與空氣接觸的表面對(duì)流傳熱系數(shù)為10 W/(m2·K)，斯特潘-玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·K4)，輻射率為0.85[10].

然后將前一步溫度場(chǎng)隨時(shí)間的變化結(jié)果，作為載荷施加到模型上進(jìn)行熱應(yīng)力計(jì)算.由于釬料加熱處于熔化自由狀態(tài)，其對(duì)鋼基體和硬質(zhì)合金的鋪展、潤(rùn)濕及滲透過(guò)程可緩解由于線(xiàn)膨脹系數(shù)的差別所導(dǎo)致的熱應(yīng)力，故可只考慮釬料凝固后冷卻過(guò)程中產(chǎn)生的釬焊殘余應(yīng)力.鋼基體釬焊前調(diào)質(zhì)處理會(huì)消除本身殘余應(yīng)力，硬質(zhì)合金WC粒徑尺寸較大時(shí)本身殘余應(yīng)力也較小，故忽略鋼基體和硬質(zhì)合金本身殘余應(yīng)力的影響.本次試驗(yàn)采用的釬料為Bag70CuZn，室溫下屈服強(qiáng)度為254 MPa、抗拉強(qiáng)度為353 MPa，其熔點(diǎn)為730～750 ℃，因此在進(jìn)行釬焊仿真時(shí)，設(shè)定745°為0應(yīng)力參考溫度.由于刀體未加熱部分對(duì)刀頭存在拘束作用，在模型底面和左側(cè)面施加固定約束，考慮約束產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)和溫度降低產(chǎn)生的應(yīng)力場(chǎng)共同作用，得到最終釬焊殘余應(yīng)力場(chǎng).

1.3 材料性能參數(shù)

切刀中鋼基體、硬質(zhì)合金和釬料三種材料的性能參數(shù)[11-16]隨溫度變化如表1所示.

表1 材料性能參數(shù)

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 釬焊后刀頭溫度場(chǎng)變化特征

圖3為切刀硬質(zhì)合金表面(A點(diǎn))、焊接面拐角處(B點(diǎn))和鋼基體內(nèi)部(C點(diǎn))三個(gè)位置示意圖及其降溫曲線(xiàn).可以看出，冷卻過(guò)程中刀頭溫度場(chǎng)呈現(xiàn)梯度分布，三個(gè)位置的冷卻速度明顯不同.由于切刀在空氣中冷卻主要通過(guò)對(duì)流換熱、熱傳導(dǎo)及熱輻射方式，刀體表面冷卻速度較快，內(nèi)部冷卻相對(duì)較慢.不同位置的冷卻速度差異，使切刀焊接后形成不均勻分布的殘余應(yīng)力場(chǎng).

2.2 殘余應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律

圖4為切刀刀頭釬焊冷卻后各方向殘余應(yīng)力分布云圖.由圖4可知，X和Y方向產(chǎn)生的殘余應(yīng)力并不大，且分布較均勻，而Z方向上的殘余應(yīng)力明顯較大，且應(yīng)力梯度變化較大.這是因?yàn)榈额^釬焊的熱影響區(qū)在Z方向的尺寸大于X，Y方向，在釬焊冷卻過(guò)程中刀頭逐漸散熱收縮，Z方向上的累計(jì)收縮量大于X，Y方向;同時(shí)，鋼基體與硬質(zhì)合金線(xiàn)膨脹系數(shù)差別較大，導(dǎo)致兩種材料在Z方向上的收縮變形差大于X，Y方向.因此在Z方向上兩種材料的變形牽制作用更強(qiáng)，殘余應(yīng)力更大.

硬質(zhì)合金最大等效應(yīng)力位于中間塊合金靠近焊接面拐角一側(cè)，約為922 MPa.焊縫處最大等效應(yīng)力為252 MPa，鋼基體最大等效應(yīng)力為228 MPa.由于釬料和鋼基體屈服強(qiáng)度較低，可通過(guò)塑性變形來(lái)緩解應(yīng)力集中，故焊縫和鋼基體區(qū)域殘余應(yīng)力對(duì)接頭強(qiáng)度影響較小.硬質(zhì)合金屬于脆性材料，較大的殘余應(yīng)力可能使其受載時(shí)發(fā)生脆性斷裂，故中間合金塊靠近焊接面拐角一側(cè)為應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)域(見(jiàn)圖4d).

2.3 鋼基體/焊縫/硬質(zhì)合金應(yīng)力分布規(guī)律

由于切刀結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)，云圖顯示中間截面各向應(yīng)力最大.故在刀頭中間截面布置3條距后刀面不同深度的路徑，提取路徑上各向應(yīng)力進(jìn)行分析，路徑布置如圖5所示.

圖6為切刀刀頭各方向1～3路徑-應(yīng)力分布曲線(xiàn).其中，橫坐標(biāo)0為焊縫中心，-10～0 mm為鋼基體區(qū)域，0～15 mm為硬質(zhì)合金區(qū)域.由圖6可知，3條路徑X向應(yīng)力分布規(guī)律不同，在鋼基體一側(cè)，路徑1由壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，路徑2壓應(yīng)力較小且穩(wěn)定，路徑3遠(yuǎn)離焊縫處拉應(yīng)力較大，而靠近焊縫處拉應(yīng)力較小.3條路徑上硬質(zhì)合金殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為離焊縫越遠(yuǎn)應(yīng)力越小.

鋼基體一側(cè)3條路徑的Y向應(yīng)力均較小.硬質(zhì)合金一側(cè)Y向應(yīng)力均表現(xiàn)為小于300 MPa壓應(yīng)力，遠(yuǎn)小于硬質(zhì)合金屈服極限.3條路徑在焊縫處Y向應(yīng)力集中，路徑1和2焊縫均為拉應(yīng)力，而路徑3焊縫為壓應(yīng)力，波動(dòng)較大的雙向殘余應(yīng)力狀態(tài)使切刀在承受Y向載荷時(shí)初始裂紋易在焊縫處產(chǎn)生.

3條路徑Z向應(yīng)力分布規(guī)律為：鋼基體路徑1(表層)為壓應(yīng)力，路徑3(心部)為拉應(yīng)力，路徑2應(yīng)力基本為0；焊縫/硬質(zhì)合金焊接面出現(xiàn)應(yīng)力集中；遠(yuǎn)離焊縫的硬質(zhì)合金區(qū)域均為600 MPa左右的壓應(yīng)力.由于焊縫/硬質(zhì)合金焊接面應(yīng)力集中、硬質(zhì)合金較大的壓應(yīng)力分布狀態(tài)，切刀在承受Z方向載荷時(shí)更容易出現(xiàn)焊縫開(kāi)裂和合金過(guò)載破碎現(xiàn)象.

3條路徑上鋼基體及焊縫處等效應(yīng)力分布規(guī)律基本相同，鋼基體應(yīng)力穩(wěn)定約為228 MPa，焊縫與合金焊接面最大約為922 MPa.由于釬料在兩側(cè)金屬中的滲透作用可以提高接頭承載能力，降低殘余應(yīng)力,而模擬中沒(méi)有考慮釬料的擴(kuò)散過(guò)程，故焊縫處模擬結(jié)果存在應(yīng)力集中，實(shí)際應(yīng)力要比模擬值小.在硬質(zhì)合金一側(cè)路徑3最大，其次路徑2，路徑1最小，且路徑3上離焊縫距離越近應(yīng)力越大，故切刀受載時(shí)合金崩裂容易從路徑3靠近焊縫處開(kāi)始.

2.4 釬料厚度對(duì)釬焊殘余應(yīng)力的影響

圖7為不同釬料厚度(0.05～0.40 mm)對(duì)刀頭中間截面釬焊等效殘余應(yīng)力分布的影響.改變釬料厚度會(huì)使近縫區(qū)硬質(zhì)合金殘余應(yīng)力發(fā)生明顯變化，而焊縫及其附近鋼基體殘余應(yīng)力變化不大.這是由于釬縫及鋼基體屈服強(qiáng)度相對(duì)較低，塑性好，接頭在降溫過(guò)程中，釬料層及鋼基體發(fā)生塑性變形，可以緩解其內(nèi)部殘余應(yīng)力.圖8為不同釬料厚度(0.05～0.40 mm)對(duì)焊縫拐角附近硬質(zhì)合金殘余應(yīng)力的影響.隨著釬料厚度的增加，等效殘余應(yīng)力呈現(xiàn)出先增大后減小再增大的趨勢(shì)，當(dāng)釬料層厚度為0.25 mm時(shí)，等效殘余應(yīng)力最小.X向殘余應(yīng)力波動(dòng)較大，當(dāng)釬料厚度為0.35 mm時(shí)應(yīng)力最小.在釬料厚度為0.25 mm時(shí)，Y向應(yīng)力最小.Z向殘余應(yīng)力在釬料厚度為0.10 mm時(shí)最小.綜合考慮各向殘余應(yīng)力結(jié)果，當(dāng)釬料層厚度為0.25 mm時(shí)，靠近焊縫處的應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)殘余應(yīng)力較小，焊接強(qiáng)度較高.

2.5 合金塊數(shù)對(duì)釬焊殘余應(yīng)力的影響

由于硬質(zhì)合金材質(zhì)脆硬、韌性差且價(jià)格高，合金塊尺寸不宜過(guò)大.同時(shí)合金塊尺寸太小會(huì)導(dǎo)致合金塊數(shù)增加，從而提高焊接結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性.工程上160 mm刃寬切刀的合金塊數(shù)通常為3～5塊，圖9為不同合金塊數(shù)對(duì)路徑3上焊縫周邊區(qū)域釬焊殘余應(yīng)力的影響.由圖可知，改變合金塊數(shù)不會(huì)影響各向殘余應(yīng)力分布走勢(shì).X向應(yīng)力在5塊合金時(shí)最小，Y向、Z向及等效應(yīng)力均在3塊合金時(shí)最小，故從降低焊接殘余應(yīng)力的角度考慮，160 mm 刃寬切刀將合金塊設(shè)計(jì)為3塊可提高切刀焊接強(qiáng)度.

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

殘余應(yīng)力測(cè)試試驗(yàn)采用加拿大Proto公司iXRD型殘余應(yīng)力測(cè)試儀，可以通過(guò)X射線(xiàn)衍射方法對(duì)多晶金屬材料進(jìn)行非破壞性殘余應(yīng)力測(cè)量，得到零件表面殘余應(yīng)力值.對(duì)切刀后刀面焊縫周邊鋼基體表面殘余應(yīng)力進(jìn)行測(cè)量，靶材選用Cr靶Kα輻射方式，X射線(xiàn)管電壓為10.0 kV，電流為1.0 mA.應(yīng)力測(cè)量節(jié)點(diǎn)如圖10所示.

圖11為各節(jié)點(diǎn)Z方向殘余應(yīng)力試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比.測(cè)試結(jié)果與模擬結(jié)果曲線(xiàn)走向基本吻合，但存在50～150 MPa的差值，其原因可能是模擬未考慮鋼基體的初始?xì)堄鄳?yīng)力，同時(shí)測(cè)試切刀在釬焊后的噴砂處理也會(huì)使表面殘余壓應(yīng)力增大[17].由于刀頭表面溫度率先趨于室溫，心部溫度繼續(xù)降低使材料收縮，而表層材料阻止其收縮，造成鋼基體表面受壓應(yīng)力，心部受拉應(yīng)力.測(cè)點(diǎn)路徑上鋼基體表面兩側(cè)壓應(yīng)力最小、中間最大，在距離為40 mm和120 mm處均存在局部壓應(yīng)力低峰，其原因?yàn)榇颂幐浇嬖趦蓷l合金焊縫，釬料的熔化滲透作用消除了部分應(yīng)力.

4 結(jié) 論

1) 通過(guò)有限元計(jì)算軟件，模擬了盾構(gòu)切刀刀頭釬焊冷卻過(guò)程中的溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)，刀頭合金、焊縫及鋼基體不同位置降溫速度的差異，導(dǎo)致焊后殘余應(yīng)力場(chǎng)分布不均勻.

2) 切刀刀頭釬焊后，硬質(zhì)合金靠近焊接面拐角處等效殘余應(yīng)力最大為922 MPa，刀頭在此處為應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)域；焊縫處等效殘余應(yīng)力最大為252 MPa，鋼基體等效殘余應(yīng)力最大為228 MPa.

3) 焊縫/硬質(zhì)合金焊接面Z向應(yīng)力集中且合金壓應(yīng)力較大，切刀在承受Z方向載荷時(shí)更容易出現(xiàn)焊縫開(kāi)裂和合金過(guò)載破碎現(xiàn)象.硬質(zhì)合金等效應(yīng)力路徑3最大，合金崩裂容易從路徑3靠近焊縫處開(kāi)始.

4) 160 mm刃寬切刀將合金塊數(shù)設(shè)計(jì)為3，釬料厚度取為0.25 mm，可使刀頭靠近焊縫處的應(yīng)力危險(xiǎn)區(qū)殘余應(yīng)力最小，提高焊接強(qiáng)度.

5) 對(duì)切刀后刀面鋼基體上Z向殘余應(yīng)力的檢測(cè)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果曲線(xiàn)走向基本吻合，鋼基體表面為壓應(yīng)力，且兩側(cè)應(yīng)力最小、中間最大.