基于Deform 的盾構(gòu)滾刀刀圈模鍛成形數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究

石錦江，劉浩，傅杰，張顥，賴(lài)林

（1.濟(jì)南軌道交通集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250099；2.中南大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410083；3.株洲硬質(zhì)合金集團(tuán)有限公司 湖南 株洲 412000；4.硬質(zhì)合金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 株洲 412000）

0 引言

全斷面隧道掘進(jìn)機(jī)（也稱(chēng)盾構(gòu)機(jī)）能在各類(lèi)地層實(shí)現(xiàn)安全、高效掘進(jìn)，已大量應(yīng)用于地下工程建設(shè)中[1]。盤(pán)形滾刀作為盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)過(guò)程中切削巖石以及分離巖層的關(guān)鍵部件，將承受劇烈的沖擊載荷，在長(zhǎng)時(shí)間與巖石接觸過(guò)程中將發(fā)生嚴(yán)重磨損[2]，極端工況下還會(huì)出現(xiàn)刀圈弦磨、斷裂、崩刃等失效。盤(pán)形滾刀嚴(yán)重失效將影響盾構(gòu)機(jī)的掘進(jìn)效率，增加施工成本。提升刀圈性能是解決這一問(wèn)題的關(guān)鍵。刀圈的耐磨性、抗沖擊能力、抗拉強(qiáng)度等力學(xué)性能很大程度上由刀圈的成形工藝決定。采用模鍛成形工藝，能細(xì)化刀圈的晶粒，改變刀圈金屬的纖維方向，進(jìn)而在很大程度上提高刀圈的耐磨性[3]。針對(duì)模鍛成形技術(shù)，劉德學(xué)等[4]確定鍛造階段變形區(qū)的形狀與尺寸，并利用數(shù)值分析方法建立模鍛過(guò)程其他特征時(shí)段的力學(xué)模型提供了依據(jù)；趙新海等[5]利用靈敏度分析方法對(duì)鍛件進(jìn)行了鍛件預(yù)成形優(yōu)化設(shè)計(jì)，研究結(jié)果表明鍛件形狀和變形均勻性得到了優(yōu)化；胡建良等[6]采用低速等溫模鍛的方法，進(jìn)行了鍛件的等溫模鍛實(shí)驗(yàn)，分析了低速等溫模鍛工藝下鍛件的塑性變形微觀機(jī)理；李慧中等[7]利用有限元模擬方法分析了模具溫度等因素對(duì)熱模鍛過(guò)程的影響。在模擬的基礎(chǔ)上進(jìn)行實(shí)際鍛造，并對(duì)成形件的顯微組織及力學(xué)性能進(jìn)行分析；張玉勛等[8]利用數(shù)值模擬軟件對(duì)鍛件的流線(xiàn)進(jìn)行模擬，并提出了流線(xiàn)的優(yōu)化方法；Satish 等[9]利用有限元方法對(duì)前橋梁進(jìn)行了模擬，確定了墊塊截面的最佳坯料尺寸；BAIA 等[10]利用數(shù)值模擬的方法研究粉末冶金構(gòu)件的成形的幾何尺寸進(jìn)行優(yōu)化。本文以滾刀刀圈為研究對(duì)象，利用DEFORM-3D 數(shù)值模擬的方法對(duì)刀圈的模鍛成形工藝進(jìn)行模擬仿真，分析滾刀刀圈在不同始鍛溫度、摩擦因子以及下壓速度下刀圈變形均勻的分布特點(diǎn)對(duì)刀圈成形質(zhì)量的影響，通過(guò)試制刀圈，研究成形后刀圈的金屬流線(xiàn)以及金相組織分析。

1 有限元仿真模型的建立

圖1 所示為擬制備的滾刀刀圈的結(jié)構(gòu)圖與零件圖。坯料采用內(nèi)徑為136mm、外徑為220mm、高為85mm 的圓柱體鋼坯。根據(jù)最終所制備的刀圈形狀利用Solidworks 設(shè)計(jì)出相應(yīng)的模鍛模具，并將坯料以及模具的三維模型導(dǎo)入至DEFORM-3D中，刀圈熱模鍛的實(shí)體模型如圖2 所示。刀圈成形材料采用H13鋼（4Cr5MoSiV1）進(jìn)行鍛壓。在模擬過(guò)程中，刀圈設(shè)置為塑性體，模具設(shè)置為剛性體，并且使下模固定，上模進(jìn)行鍛壓。

圖1 滾刀刀圈鍛件示意圖

圖2 熱模鍛刀圈實(shí)體模型

2 刀圈有限元模擬結(jié)果分析

2.1 始鍛溫度對(duì)刀圈成形質(zhì)量的影響

刀圈在鍛造成形過(guò)程中，其始鍛溫度由材料的溫度所決定，H13 鋼標(biāo)準(zhǔn)鍛造溫度范圍為800℃～1200℃。在鍛造過(guò)程中，考慮模具與毛坯的熱傳導(dǎo)效應(yīng)，因此分別采用1080℃、1150℃、1180℃對(duì)刀圈的鍛造成形進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，與此同時(shí)，設(shè)置鍛壓速度為30mm/s，摩擦因子為0.3。圖3 為不同溫度鍛造后，刀圈的等效應(yīng)力分布情況。從圖3 可以看出：當(dāng)坯料始鍛溫度為1080℃時(shí)，刀圈的等效應(yīng)力分布較為不均勻，刃部表面等效應(yīng)力值較大，最大為829MPa；當(dāng)坯料始鍛溫度為1150℃和1180℃時(shí)，刀圈截面與刃部表面的等效應(yīng)力分布較為均勻；且在不同的鍛造溫度下，刀圈的最大等效應(yīng)力均分布在刀圈的刃部表面，而最小等效應(yīng)力分布在刀圈的基體表面部分。根據(jù)圖5 各等效應(yīng)力分布圖可得：隨著坯料的始鍛溫度升高，鍛造成形后的刀圈等效應(yīng)力逐漸降低，分布愈為均勻：當(dāng)坯料始鍛溫度為1080℃時(shí)，刀圈的最大等效應(yīng)力為829MPa，等效應(yīng)力主要分布在552～727MPa 之間；當(dāng)坯料始鍛溫度為1150℃時(shí)，刀圈的最大等效應(yīng)力為770MPa，等效應(yīng)力主要分布在487～676MPa 之間；當(dāng)坯料始鍛溫度為1180℃時(shí)，刀圈的最大等效應(yīng)力為769MPa，等效應(yīng)力主要分布在487～675MPa 之間。因此，可以發(fā)現(xiàn)不同刀圈始鍛溫度鍛造后等效應(yīng)力分布的差異與鍛件的溫度分布密切相關(guān)。當(dāng)滾刀刀圈鍛壓溫度較高時(shí)，刀圈材料的金屬原子熱運(yùn)動(dòng)劇烈，合金中具有明顯擴(kuò)散特性的塑形變形結(jié)構(gòu)都發(fā)揮了作用，使鍛壓應(yīng)力降低。隨著滾刀刀圈內(nèi)部鍛壓溫度升高，在變形過(guò)程中刀圈因發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶過(guò)程而使合金組織發(fā)生軟化，兩者共同作用使?jié)L刀刀圈的變形抗力降低，從而導(dǎo)致刀圈的等效應(yīng)力降低。

圖3 不同坯料溫度鍛造后刀圈的等效應(yīng)力分布

圖4 不同坯料溫度鍛造后刀圈的等效應(yīng)變分布：

圖5 不同下壓速度鍛造后刀圈的等效應(yīng)力分布

圖4 為不同坯料溫度鍛造后刀圈的等效應(yīng)變分布。從圖4 可以看出，由于刀圈刃部在鍛造過(guò)程中金屬流動(dòng)情況較為明顯，刃部的等效應(yīng)變與基體部分存在著差異：當(dāng)坯料的始鍛溫度為1080℃和1180℃時(shí)，最大等效應(yīng)變與最小應(yīng)變的數(shù)值相差較大，等效應(yīng)變分布不均勻；而當(dāng)坯料的始鍛溫度為1150℃時(shí)，刀圈刃部的等效應(yīng)變分布均為均勻，且最大值與最小值相差較小。從整體上分析：在坯料溫度為1150℃之前，隨著溫度的升高等效應(yīng)變逐漸降低，而在1150℃之后，等效應(yīng)變急劇上升。

2.2 鍛壓速度對(duì)刀圈成形質(zhì)量的影響

刀圈鍛造成形過(guò)程中，主要是由上模鍛壓而完成的，因此上模的鍛壓速度對(duì)刀圈的成形質(zhì)量有較大的影響。因此分別采用10mm/s、20mm/s、30mm/s 的鍛壓速度，始鍛溫度為1150℃、摩擦因子為0.3 進(jìn)行模擬。圖5 為不同的鍛壓速度下，刀圈的等效應(yīng)力分布。從圖5 可以看出：當(dāng)下壓速度為10mm/s時(shí)，刀圈的等效應(yīng)力分布較為不均勻，刃部表面等效應(yīng)力值較大，最大為804MPa，基體部分應(yīng)力分布在413～511MPa；當(dāng)下壓速度為20mm/s 和30mm/s時(shí)，刀圈截面與刃部表面的等效應(yīng)力分布較為均勻；且在不同的鍛壓速度下，刀圈的最大等效應(yīng)力均分布在刀圈的刃部表面，而最小等效應(yīng)力分布在刀圈的基體表面部分。根據(jù)圖5 不同下壓速度的等效應(yīng)力分布圖可得：隨著坯料的鍛壓速度升高，鍛造成形后的刀圈等效應(yīng)力呈大致降低的趨勢(shì)，等效應(yīng)力分布愈為均勻：在鍛壓速度較小、上模行程固定時(shí)，鍛壓次數(shù)增多，因此刀圈的等效應(yīng)力會(huì)隨之而分布不均勻；而在鍛壓速度較大的20mm/s、30mm/s時(shí)，基本兩次鍛壓可以完成鍛造，鍛壓次數(shù)較少，等效應(yīng)力分布均勻。

圖6 為不同的鍛壓速度下，成型后刀圈的等效應(yīng)變分布。從圖6 可以看出：在下壓速度為10mm/s時(shí)，刀圈刃部等效應(yīng)變?cè)?.03～1.35，分布均勻，最大等應(yīng)變?yōu)?.66；在下壓速度為20mm/s時(shí)，刀圈刃部等效應(yīng)力分布不均勻，最大等效應(yīng)變?yōu)?.64；在下壓速度為30mm/s時(shí)，刀圈刃部等效應(yīng)變較為均勻，且數(shù)值較小，為0.633～1.22，但最大等效應(yīng)變?yōu)?.74。從整體上分析：隨著上模下壓速度的增大，刀圈的最大等效應(yīng)變逐漸增大，分布較為均勻。

圖6 不同下壓速度鍛造后刀圈的等效應(yīng)變分布

2.3 摩擦因子對(duì)刀圈成形質(zhì)量的影響

在刀圈的鍛造過(guò)程中，上、下模與坯料之間的摩擦狀態(tài)對(duì)刀圈的成形質(zhì)量也有一定的影響，因此分別研究在摩擦因子為0.1、0.3、0.5（油脂潤(rùn)滑狀態(tài)、混合潤(rùn)滑、干摩擦狀態(tài)下）刀圈成形的質(zhì)量。與此同時(shí)，在坯料時(shí)段溫度為1150℃，進(jìn)行模擬。圖7 為不同摩擦狀態(tài)下，刀圈等效應(yīng)力的分布。從圖7 可以看出：在摩擦因子為0.1時(shí)，刀圈的等效應(yīng)力分布較為均勻，主要分布在487～581MPa，最大等效應(yīng)力為770MPa；在混合摩擦狀態(tài)下，刀圈刃部的等效應(yīng)力分布在511～609MPa，基體的等效應(yīng)力分布在413～511MPa，分布不均勻，而在干摩擦狀態(tài)下刀圈的等效應(yīng)力分布492～587MPa，分布均勻。

圖7 不同摩擦因子鍛造后刀圈的等效應(yīng)力分布

圖8 為不同摩擦因子鍛造后刀圈的等效應(yīng)變的分布，從圖8 可以看出：在油脂潤(rùn)滑狀態(tài)下，刀圈等效應(yīng)變分布較為均勻，刃部為0.945～1.25，基體部分為0.346～0.646，且最大等效應(yīng)變?yōu)?.44；在摩擦因子為0.3 的狀態(tài)下，刀圈等效應(yīng)力分布于潤(rùn)滑狀態(tài)下的均勻性相似，數(shù)值有所增大，且其最大等效應(yīng)變?yōu)?.66；在干摩擦狀態(tài)下，刀圈的等效應(yīng)變分布愈不均勻，且最大等效應(yīng)變?yōu)?.14。從整體上看：隨著摩擦因子的增大，刀圈等效應(yīng)變的不均勻性增大，最大等效應(yīng)變逐漸增大，且在摩擦因子為0.5 時(shí)達(dá)到最大。

圖8 不同摩擦因子鍛造后刀圈的等效應(yīng)變分布

造成上述現(xiàn)象主要是因?yàn)樵谙嗤瑮l件下，摩擦因子較小，材料在變形時(shí)與模具接觸部位的金屬容易流動(dòng)，為抵制這種大變形，容易產(chǎn)生徑向的拉應(yīng)力，但由于刀圈鍛造變形時(shí)間極短，該處變形量大的金屬還未將變形力傳遞到其他部位，導(dǎo)致一部分金屬快速變形，另一部分金屬還未產(chǎn)生變形，因此，應(yīng)力應(yīng)變的不均勻性會(huì)增加。摩擦因子增大時(shí)，與模具接觸部位的金屬難以在短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生變形并將這種變形力傳遞到其他變形區(qū)，金屬在模腔內(nèi)充型困難，金屬流動(dòng)困難，上模行程卻持續(xù)在增大，極易引起不均勻變形位置的應(yīng)力急劇增加形成應(yīng)力集中，造成局部材料的損傷破壞甚至開(kāi)裂，因此，選擇合理的潤(rùn)滑條件對(duì)保證刀圈成形質(zhì)量具有重要意義。

3 刀圈成形后質(zhì)量檢測(cè)研究

在公稱(chēng)壓力為125000kN 的J53-125000 型摩擦壓力機(jī)上進(jìn)行刀圈鍛造試驗(yàn)，該壓力機(jī)最大負(fù)載為180000kN，滑塊行程為900mm。根據(jù)上述，確定刀圈模鍛成形的參數(shù)為始鍛溫度1150℃、鍛壓速度30mm/s 以及在潤(rùn)滑良好的狀態(tài)下進(jìn)行鍛壓成形。采用鍛壓機(jī)鍛壓后的滾刀刀圈表面質(zhì)量良好，未發(fā)現(xiàn)宏觀開(kāi)裂等缺陷。圖9 為刀圈不同位置的宏觀流線(xiàn)分布圖(采用硝酸與酒精混合液體進(jìn)行腐蝕)，可以發(fā)現(xiàn)刀圈內(nèi)部流線(xiàn)封閉，在刃部應(yīng)力應(yīng)變較大的位置流線(xiàn)稀疏，可以反映出仿真與實(shí)際刀圈的一致性。

圖9 鍛造刀圈的宏觀流線(xiàn)

圖10 為鍛造刀圈不同位置的金相顯微組織圖?？梢园l(fā)現(xiàn)：滾刀刀圈晶粒組織主要細(xì)針狀馬氏體組織以及少量殘余奧氏體和點(diǎn)狀滲碳體組織組成。通過(guò)計(jì)算，發(fā)現(xiàn)平均晶粒度為9.0級(jí)，并且其中碳化物數(shù)量少，分布較均勻。A、D 區(qū)域處于刀圈基體位置，晶粒分布更為致密，未出現(xiàn)夾雜物與大塊白色組織，變形較為均勻，與數(shù)值模擬中等效應(yīng)力與等效應(yīng)變的變化趨勢(shì)趨于一致；而在B、C 區(qū)域，還存在大塊白色組織，這可能是刀圈材料在進(jìn)行鍛壓時(shí)沒(méi)有破碎的合金碳化物和金屬夾雜物。且鐵素體和碳化物有聚集相對(duì)較大，對(duì)刀圈的力學(xué)性能會(huì)存在一定的影響。

圖10 鍛造后刀圈不同位置的金相顯微組織

刀圈截面不同位置的力學(xué)性能如表1 所示。試樣的取樣區(qū)域?yàn)榈度w外部A、刀圈基體與刃部圓弧過(guò)渡處B、刀圈外刃C 和刀圈基體內(nèi)部D4處，為便于與仿真結(jié)果對(duì)比，取樣平面垂直于橫截面。從表1 可以發(fā)現(xiàn)：刀圈基體部分的抗拉強(qiáng)度與沖擊韌性整體上高于刀圈刃部，這是由于刀圈基體的等效應(yīng)力與等效應(yīng)變較低，且滾的分布刀圈基體部分的晶粒分布均勻情況所導(dǎo)致的。

表1 鍛后刀圈的力學(xué)性能

4 結(jié)論

（1）刀圈等效應(yīng)力在始鍛溫度較低、鍛壓速度較大以及潤(rùn)滑狀態(tài)較好時(shí)分布均勻，等效應(yīng)變?cè)谑煎憸囟葹?150℃、鍛壓速度為30mm/s 以及摩擦因子為0.1時(shí)，分布均勻且數(shù)值較小。通過(guò)仿真確定刀圈較好的生產(chǎn)條件為始鍛溫度為1150℃、鍛壓速度為30mm/s 以及摩擦因子為0.1。

（2）刀圈等效應(yīng)力與等效應(yīng)變分布越均勻，刀圈的宏觀流線(xiàn)越清晰，并且其晶粒組織分布更為致密。

（3）刀圈等效應(yīng)力與等效應(yīng)變分布反映了其不同部位的力學(xué)性能。等效應(yīng)力與等效應(yīng)變較小的位置，其屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度高于較大的位置。