6m 級盾構撐靴成形工藝改進研究

張文凱，沈 淵

（中鐵科工集團軌道交通裝備有限公司，湖北 武漢 430223）

0 引言

隨著城市軌道交通基礎設施的建設，國內各大城市均大力推進城市地鐵建設，修建地鐵的專用工程設備盾構機的應用也越來越多。據北京盾構工程協會統計，國內6 m 級常規盾構機保有量已達2000 余臺[1]。一般常規盾構機掘進3 km 隧道，需進行專業化維保，目前國內盾構機的維保市場前景十分廣闊。同時隨著城市地下空間建設的發展，以往單一地層的施工環境將向復雜、復合地層方向發展，且不能破壞施工隧道上方的建筑物。因此，在復合地層的區間施工時，就要求盾構機盡可能一次完成區間施工工作，減少設備在隧道內停留的時間，降低施工地面產生沉降的風險。這就要求設備能滿足多種及復合地層施工的要求，當在巖石地層中施工時，盾構機刀盤旋轉挖掘出的隧道直徑要比盾體的直徑大，盾構機掘進過程中就容易因受力不均勻引起設備主體部分滾動或產生較大幅度的振動，從而對設備及施工安全產生潛在的危險因素。

盾構推進系統為設備掘進提供動力，并由推進系統中的撐靴裝置承受盾體因主體滾動、大幅振動產生的扭矩，從而來穩定盾體姿態。國內通常采用人工糾正、楔形塊糾正、彈簧固定支承防扭裝置等方法防止盾構掘進過程中盾體姿態失衡[2]。然而人工糾正，效率低、技術性和經濟性較差；楔形塊糾正和彈簧固定支承防扭裝置均是對盾構撐靴的加固優化。因此，改進盾構撐靴成形工藝，改變其成形過程中的組織形態，提高其固有的結構性能，對增強撐靴載荷承受能力，保障盾構施工安全，具有重要的工程實現價值。

1 成形工藝改進設計

傳統的盾構撐靴采用無縫鋼管和鋼板焊接成形，再機加工的工藝方案。在盾構機維保中檢查發現，焊接成形的撐靴，在掘進作業后，焊縫通常會出現裂紋擴展等缺陷，嚴重影響隧道施工的安全性。因此，提出了撐靴擠壓成形工藝方案。從撐靴零件的三維模型立體結構圖（圖1）可以發現，盾構撐靴的結構為四周圓筒且周向部位為筒壁，在筒體結構的底部有通孔、蔥孔均勻分布的結構組織形式。盾構撐靴原有的加工成形工藝方案為無縫鋼管和鋼板焊接成形，焊接處不可避免存在焊接缺陷，且焊接處金屬纖維組織不連續，在地下隧道掘進的使用工況下易產生裂紋，存在使用安全風險。

圖1 撐靴零件圖

在原有的焊接成型工藝中，采用材質為20#鋼的無縫鋼管鋸切下料、材質為Q355B 的鋼板火焰切割下料。無縫鋼管的尺寸為直徑φ330 mm，壁厚50mm，下料長度為255 mm，鋼板的下料尺寸為直徑φ330 mm，厚度55 mm。下料完成在無縫鋼管的一端開45°坡口，與鋼板拼接定位好后，采用二氧化碳氣體保護焊的方式焊接成型，撐靴焊接如圖2 所示。焊接過程采用橫位焊接，焊絲采用堿性焊條，先用較小電流打底焊接，然后在再換大電流，多層多道焊接填充蓋面，焊后保溫緩冷，盡可能減少氣孔、夾渣、未焊透、未熔合等缺陷。焊縫目視檢查合格后，采用磁粉探傷，Ⅱ級驗收。

圖2 撐靴焊接圖

考慮到撐靴的結構特點和使用要求，提出采用擠壓成形，形成完整金屬流線的加工方案[3-4]，擠壓件如圖3 所示。盾體筒形撐靴材料為Q355B，具有較高的強度和沖擊韌性。盾體撐靴擠壓零件的高度與筒體外徑的比值約為0.94，筒體外壁直徑為φ320 mm，內壁直徑為φ236 mm，壁厚為42 mm，較為適合采用擠壓成形工藝。考慮到撐靴零件筒體的內外徑尺寸精度要求比較高，為了保證盾體撐靴筒體零件，擠壓后內外徑尺寸在公差范圍以內，查閱了零件所使用Q355B材料的熱膨脹率和收縮率數據，并據此計算出了擠壓成形所用凹模的尺寸及公差要求，確保盾體撐靴擠壓件的尺寸合乎設計尺寸要求。盾體撐靴零件對表面有一定要求，為了使擠壓件表面質量合乎設計標準，分析后準備采用熱擠壓成形方案，工藝路線具體設計為：型材鋸切下料—鋸坯加熱軟化—熱擠壓成形—再結晶退火—酸洗、磷/皂化—調質處理—機械加工—后續處理。撐靴零件的整體成形加工思路，從金屬焊接成形改進為金屬塑性成形，保留了零件成形過程中金屬流線的完整性，零件力學性能將提高，并避免了焊接成型過程中的焊縫缺陷。

圖3 撐靴擠壓件圖

2 成形方案的有限元模擬

2.1 有限元模型的建立

盾體撐靴零件工藝路線確定后，需要隨之確定熱擠壓過程中模具和坯料的預熱溫度，以及成形過程中金屬在模具內的流動情況和模具的受力情況[5]。采用Deform-3D 有限元分析模擬軟件對盾體撐靴的熱擠壓成形過程進行模擬分析計算，通過仿真模擬的方式確定適宜的熱擠壓參數，減少工藝試驗的成本[6-7]。首先根據盾體撐靴零件圖計算了擠壓坯料的體積，隨后選擇確定毛坯的具體尺寸。根據盾體撐靴零件圖上的尺寸，在Solid works 三維軟件中建立并成功裝配擠壓件和模具的三維立體幾何模型，然后分別導出為STL格式的模型文件，接著再導入到Deform-3D 有限元分析軟件中進行模擬計算分析。盾構撐靴擠壓成形的有限元分析模型如圖4 所示。由于盾體撐靴零件為回轉體形式的軸對稱結構，為了減少有限元分析模擬過程中的計算量，選定整個模型的一半1/2 作為模擬計算的對象。對零件毛坯結構進行四面體單元網格劃分，毛坯初始四面體網格單元數量為84669 個，四面體單元節點16797 個。毛坯初始溫度設定為1050 ℃，模具預熱溫度設定為400 ℃。模具運動過程中，定義凹模固定在初始位置，凸模沿Y軸負方向運動，其運動速率設定為10 mm/s，凸模從剛開始接觸坯料即開始沿Y軸負方向運動，在坯料和模具的接觸邊界上施加常剪切摩擦模型，接觸摩擦因子設定為0.3，接觸熱傳導率設定為11 N/（s·mm·℃）。

圖4 撐靴擠壓成形有限元模型

2.2 成形過程金屬流動規律分析

圖5 是盾構撐靴熱擠壓成形模擬過程中，幾個關鍵時間節點的坯料金屬流動速度的矢量圖形[8]。在盾構撐靴擠壓成形的初始階段，凸模剛接觸到毛坯后，坯料在凸模傳導的擠壓力的作用下逐漸開始進行塑性變形。坯料金屬受到Y軸負方向擠壓力的作用，坯料中間部位緩慢變粗，并逐漸與凹模內壁接觸，待坯料與凹模底部倒角充分接觸，直到填充完全后，隨著凸模沿Y軸負方向繼續運行，凸模外壁金屬則開始有向上流動形成筒壁的趨勢。由圖5（a）可知，撐靴擠壓成形初始階段，類似于墩粗的過程，坯料金屬中間慢慢變粗，逐漸與凹模壁接觸。坯料金屬與凹模壁充分接觸后，流動的金屬會優先填充凹模下部倒角的部位（圖5（b）），一直等到該倒角部位完全填充滿，再開始向筒壁反方向流動（圖5（c））。剛開始填充凹模底部倒角時，金屬流動速度較慢，隨著凸模的繼續下行，凹模底部倒角金屬填充完全后，坯料金屬開始均勻向上流動形成筒壁。坯料金屬向筒體壁上部的流動速度起初較快隨后逐漸趨于穩定，最后坯料金屬會保持穩定狀態下的流動變形行為（圖5（d）），擠壓成形過程后期金屬流動始終保持在較為穩定的狀態，坯料金屬的流動層次較為分明且各個區域內金屬流動過程較為均勻，金屬流動過程中沒有出現金屬流線紊亂的現象，較好地實現了對坯料金屬流動成形過程的控制。

圖5 金屬流動速度矢量圖（mm/s-1）

2.3 凸模受力過程分析

圖6 為盾構撐靴擠壓成形過程中有限元計算分析的載荷隨位移變化的曲線圖[9-10]。金屬坯料變形的主要區域發生在坯料與凹模接觸的底部倒角部位、坯料與凸模直接接觸的部位。隨著凸模沿Y軸負方向向下運動，坯料金屬逐漸與凹模底部倒角接觸，與凹模底部倒角充分接觸后再沿凹模內壁向Y軸正方向流動，這其中大致經歷了3 個階段：在坯料金屬剛開始變形時，隨著凸模的運動，凸模與金屬坯料直接接觸面積的不斷地增大，金屬坯料變形的區域也同樣慢慢變大，這樣就導致了凸模沿Y軸負方向（凸模向下運動的方向）受到的載荷也越來越大；其中當金屬坯料與凹模底部倒角完全充分接觸后，金屬坯料的變形區域就會保持相對穩定，凸模沿Y軸負方向受到的載荷增加較為緩慢，并且基本趨于穩定狀態；在金屬坯料變形的后期階段中，變形區域內的金屬逐漸減少，單位擠壓摩擦力反而逐漸增大，致使凸模受到的載荷也相應增大。

圖6 凸模載荷-行程曲線

3 工藝對比驗證

根據以上的工藝改進方案和有限元模擬結果，進行了初步的擠壓試驗驗證工作。在工廠車間內，采用20MN 水壓機進行熱擠壓試驗。擠壓后得到的零件，筒體壁厚42 mm，尺寸精度符合要求，經過冷整形后零件表面未見裂紋，表面質量良好。初步擠壓件與計算模擬的結果基本一致，表明擠壓工藝模擬的過程符合實際情況。與此同時，可以發現原焊接成型工藝中，焊縫位置有個別微小氣孔出現，對后期零件高強度高負載條件下長期服役，造成一定的安全隱患。工藝對比驗證實物圖如圖7 所示，工藝改進后撐靴形狀、尺寸、表面質量和力學性能符合使用要求，和焊接成型工藝相比，能有效避免了焊接過程氣孔等缺陷，減少材料使用17.1%，并形成一定的金屬流線，說明了撐靴成形工藝改進方向是合乎制造及使用要求的。

圖7 工藝樣件對比圖

4 結束語

盾體撐靴由于其結構特點及其服役過程要求高，傳統制造工藝的零件使用后易產生缺陷。通過對盾體撐靴零件圖的分析，建立盾體撐靴擠壓成形過程的三維仿真模型，并對其擠壓成形過程進行有限元仿真分析計算，最終獲得了較為符合實際的金屬坯料流動規律和零件塑性成形的結果，因此對盾體撐靴擠壓模具的結構設計和優化、產品生產工藝擬定、擠壓成形設備的選用等提供了理論依據，初步實現了對該零件成形的工藝改進及工藝驗證，對提高盾構機隧道施工安全性具有重要意義。