基于正交試驗(yàn)的鍛錘磨損分析及工藝參數(shù)優(yōu)化

宋四化，容芷君，但斌斌，任中立，余 念，蔣麒麟

(1. 武漢科技大學(xué)冶金裝備及其控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081;2. 武漢科技大學(xué)機(jī)械傳動(dòng)與制造工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢，430081；3. 中冶寶鋼技術(shù)服務(wù)有限公司，上海，200941)

徑向鍛造工藝在航空、航天、機(jī)械制造等領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。熱鍛過(guò)程中，鍛錘由于受到強(qiáng)烈的熱沖擊、周期性變化的機(jī)械載荷以及高溫下的極高壓力三重作用，使得錘頭可能以塑性變形、磨損、疲勞裂紋和脆性損傷等形式失效。實(shí)際生產(chǎn)中，由鍛模嚴(yán)重磨損而引起的模具失效占總模具失效形式的70%。此外，鍛錘磨損也會(huì)嚴(yán)重影響到鍛件質(zhì)量和精度，如鍛件成品表面可能會(huì)產(chǎn)生裂紋、磨損等質(zhì)量缺陷。由此看來(lái)，如何減小鍛錘磨損成為了熱模鍛成型工藝中亟需解決的問(wèn)題。

近年來(lái)，關(guān)于熱鍛模磨損行為的研究已有大量報(bào)道，如王瑞麟等[1]結(jié)合實(shí)驗(yàn)與有限元分析，分析了溫度與保溫時(shí)間對(duì)模具磨損情況的影響，得出了適用于大口徑厚壁管熱擠壓模具的磨損規(guī)律。Zhang等[2]通過(guò)等效連續(xù)沖壓模擬，研究了沖壓次數(shù)對(duì)模具磨損的影響，并且分析了模具在失去尺寸精度前不同階段的磨損狀態(tài)。Cai等[3]將正交試驗(yàn)中方差分析方法與有限元仿真結(jié)合，得到適用于熱鍛模的最佳工藝參數(shù)，并且對(duì)模具的使用壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。Deng等[4-5]研究了沖壓硬化對(duì)模具摩擦磨損性能的影響，并且利用數(shù)值分析方法，研究了滑動(dòng)距離、滑動(dòng)速度和接觸壓力等參數(shù)對(duì)模具磨損的影響。Tian等[6]研究了高強(qiáng)鋼在熱沖壓過(guò)程中的摩擦磨損性能，討論了溫度對(duì)高強(qiáng)鋼摩擦系數(shù)的影響，結(jié)果顯示，溫度達(dá)到500 ℃前，摩擦系數(shù)幾乎保持不變，當(dāng)溫度從500 ℃升至600 ℃，摩擦系數(shù)急劇增加。Wang等[7]以汽車差速器殼鍛造模具為例，研究了鍛造工藝參數(shù)和模具結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)終鍛模具磨損率的影響，并基于Deform-3D和修正的Archard磨損模型，計(jì)算了穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)下的模具磨損深度。但目前，關(guān)于各熱鍛工藝參數(shù)對(duì)鍛錘磨損程度的影響研究還報(bào)道較少。

為此，本文以精鍛機(jī)鍛錘為研究對(duì)象，基于Archard磨損理論，建立了適用于熱模鍛工藝的鍛錘磨損校正模型，結(jié)合正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)和有限元分析，構(gòu)建熱鍛過(guò)程的熱-力耦合數(shù)值分析模型，采用方差分析和極差分析法，研究了熱鍛過(guò)程中關(guān)鍵工藝因素對(duì)鍛錘磨損程度的影響，并分析了熱鍛后鍛錘表面不同區(qū)域的磨損程度及原因，最后，基于25次預(yù)鍛的數(shù)值分析結(jié)果，采用多項(xiàng)式擬合法預(yù)測(cè)鍛錘的使用壽命，以期為掌握鍛錘磨損規(guī)律進(jìn)而提升鍛錘服役壽命提供依據(jù)。

1 鍛錘磨損本構(gòu)模型

基于Archard磨損模型，一般情況下模具的磨損性能可表示為[8]：

(1)

式中：dV為磨損體積；T為鍛模溫度；K(T)為黏著磨損系數(shù)，K(T)=(29.29lnT-168.73)×10-6;H(T)為模具硬度，H(T)=9216.4T-0.505；dP為工件和鍛模接觸面法向壓力；dL為表面相對(duì)滑移長(zhǎng)度。dV、dP、dL分別可表示為：

(2)

式中：dW為磨損深度；dA為接觸面積，σn為法向應(yīng)力；v為相對(duì)滑移速度；dt為滑移時(shí)間。

熱鍛成型中，載荷、溫度、速度場(chǎng)隨位置和時(shí)間而變化，故根據(jù)式(1)和式(2)推導(dǎo)得到模具磨損的修正模型為：

(3)

式中：s、t分別是位置和時(shí)間參數(shù)；σn(s,t)、v(s,t)分別表示任一空間和時(shí)間點(diǎn)的法向應(yīng)力值和滑移速度。

熱鍛成型中，某一時(shí)刻一次鍛造的鍛錘總磨損量(用磨損深度表示)為：

(4)

式中：σn和v可根據(jù)有限元模擬的數(shù)值分析獲得。對(duì)工件與鍛模之間的接觸面采用離散化分析，推導(dǎo)得到[8]：

Wi,j=K(T)·

(5)

式中:M為總時(shí)間步數(shù)；N為接觸面的總結(jié)點(diǎn)數(shù)；Δt為時(shí)間步。

在K(T)和H(T)固定不變的情況下，可通過(guò)數(shù)值模擬方法計(jì)算得到一次熱鍛成型過(guò)程中鍛錘接觸表面的累計(jì)磨損量。

2 鍛錘磨損優(yōu)化試驗(yàn)

2.1 有限元模型

采用商用有限元分析軟件DEFORM建立圓截面工件徑向鍛造過(guò)程的完整三維有限元模型，如圖1(a)所示。為提高計(jì)算效率，將工件設(shè)置為彈塑性體，鍛錘和夾持器設(shè)置為剛性體，見(jiàn)圖1(b)。徑向熱鍛過(guò)程中，鍛錘壓入鍛件的行程與時(shí)間成如圖1(c)所示的正弦關(guān)系，并且錘頭與工件接觸時(shí)，夾持器起到緩沖彈簧的作用。單次鍛造后，鍛錘繞軸線旋轉(zhuǎn)5°/次，錘頭相對(duì)鍛件向后運(yùn)動(dòng)，模擬工件的旋轉(zhuǎn)進(jìn)給過(guò)程。

(a)徑向鍛造三維有限元模型

(b)旋鍛工藝示意圖

(c)錘頭運(yùn)動(dòng)特性

錘頭由基體、過(guò)渡層、耐磨層三部分構(gòu)成，由于鍛錘的磨損主要集中于耐磨層成型面，故本文研究重點(diǎn)為鍛錘耐磨層的磨損情況，耐磨層材料采用GH520鎳基高溫合金，工件材料采用DEFORM材料數(shù)據(jù)庫(kù)的AISI-1045鋼[70～2000 F(20～1100 ℃)]。鍛造面采用六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，其他區(qū)域采用四面體單元網(wǎng)格，并且對(duì)鍛錘主要工作區(qū)的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，最終鍛錘的單元數(shù)和單元節(jié)點(diǎn)分別為367 423和77 682。工件初始溫度設(shè)為1000 ℃，考慮到熱輻射，錘頭鍛造前需進(jìn)行預(yù)熱，工作環(huán)境溫度為20 ℃，工件與空氣的換熱系數(shù)為20 W/(m2·K)，工件與錘頭的換熱系數(shù)為11 W/(m2·K)，輻射系數(shù)為0.3。摩擦類型設(shè)置為剪切摩擦，夾持器與鍛件接觸面在鍛造過(guò)程中保持黏著，其接觸面設(shè)置為黏性摩擦，摩擦系數(shù)為1.0，采用罰函數(shù)接觸法定義各接觸對(duì)之間的約束。

2.2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本研究選擇鍛錘預(yù)熱溫度(A)、鍛造速度(B)、鍛錘壓下率(C)、摩擦系數(shù)(D)作為影響鍛錘磨損行為的4個(gè)因素，每個(gè)因素設(shè)置4個(gè)水平，得到正交因素水平表如表1所示。

表1 正交試驗(yàn)因素水平

2.3 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

表2所示為正交試驗(yàn)方案及相對(duì)應(yīng)的鍛錘磨損深度模擬結(jié)果。為確保試驗(yàn)結(jié)果的可信度，采用方差法和極差法對(duì)結(jié)果進(jìn)行分析，對(duì)應(yīng)的極差分析表和方差分析表如表3和表4所示。

極差值R大小反映了各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度，R值越大表明該因素對(duì)指標(biāo)影響越大。由表3可知，對(duì)鍛錘磨損影響的主次因素順序?yàn)镃>D>B>E(空列)>A，即壓下率對(duì)鍛錘磨損影響最大，摩擦系數(shù)和鍛造速度次之，鍛錘預(yù)熱溫度的影響最小。根據(jù)同一因素不同水平下鍛錘累計(jì)磨損量確定最佳因素組合為A3B2C1D3，其中因素A對(duì)鍛錘磨損的影響程度甚至小于空列E，故不將其作為影響鍛錘磨損行為的顯著影響因素來(lái)研究。

表2 正交試驗(yàn)方案及結(jié)果

表3 極差分析表

表4 方差分析表

由表4可知，4個(gè)因素的F值依次為：FA=0，F(xiàn)B=1.4226，F(xiàn)C=13.1773，F(xiàn)D=11.3832，本研究中，正交試驗(yàn)顯著性水平α取0.1，則計(jì)算得到Fα(3,6)=3.29，可以看出，F(xiàn)C>FD>Fα(3,6)>FB，即壓下率和摩擦系數(shù)對(duì)鍛錘磨損的影響最大，鍛造速度對(duì)鍛錘磨損的影響不太顯著，這與極差分析結(jié)果一致。

綜上所述，徑向熱鍛過(guò)程中鍛錘磨損性能最優(yōu)的工藝水平為：鍛錘預(yù)熱溫度500 ℃、鍛造速度400 mm/s、壓下率4%、摩擦系數(shù)0.4。

3 工藝水平對(duì)鍛錘磨損影響分析

3.1 壓下率對(duì)鍛錘磨損的影響

正交試驗(yàn)結(jié)果表明，徑向壓下率是造成鍛錘磨損的關(guān)鍵因素之一。為此，特選取不同壓下率(4%、5%、6%、7%)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了壓下率對(duì)鍛錘成型區(qū)表面磨損的影響規(guī)律，其他變量均采用正交試驗(yàn)得到的最優(yōu)工藝參數(shù)。

圖2為鍛錘磨損深度與徑向壓下率的關(guān)系，可以看出，鍛錘表面磨損深度隨著壓下率的增大先增大后減小，壓下率為4%時(shí)，鍛錘表面磨損深度最小，僅為2.1054×10-6mm，壓下率為6%時(shí)，鍛錘磨損深度最大為2.8916×10-6mm。磨損深度與壓下率的關(guān)系與摩擦表面是否形成轉(zhuǎn)移膜以及表面磨損形式有關(guān)，當(dāng)壓下率較小時(shí)，兩接觸表面的接觸峰點(diǎn)較少，擠壓產(chǎn)生的摩擦熱不足以使鍛錘成型區(qū)形成連續(xù)的轉(zhuǎn)移膜，僅為輕微的黏著磨損。隨著壓下率的增大，兩接觸峰值點(diǎn)的數(shù)量和尺寸均顯著增加，接觸面積增大，擠壓產(chǎn)生的摩擦熱也顯著增加，鍛錘成型區(qū)表面微粗糙峰在法向載荷作用下嵌入到硬度較小的工件表面，使得鍛錘磨損量增大。

圖2 鍛錘磨損深度與壓下率的關(guān)系

為進(jìn)一步分析壓下率對(duì)鍛錘磨損行為的影響，鍛錘鍛造面工作區(qū)域分布示意圖見(jiàn)圖3，不同壓下率下鍛錘表面磨損率和磨損深度變化分別如圖4和圖5所示。結(jié)合圖3～圖5可知，當(dāng)壓下率為4%時(shí)，鍛錘成型區(qū)磨損率波動(dòng)較小，最大磨損深度位置位于成型區(qū)入口與出口處，平均磨損深度最??；隨著壓下率的增大，鍛錘鍛造面的磨損率和磨損深度均有所增大，并且壓下率為5%和6%時(shí)，鍛錘磨損深度峰值點(diǎn)均位于成型區(qū)入口處；當(dāng)壓下率為7%時(shí)，鍛錘成型面的磨損率和磨損深度均較大，成型面磨損深度變化幅值較大，在成型區(qū)形成許多不規(guī)則的凹坑與凸起缺陷，其中在成型區(qū)和預(yù)成型區(qū)交界處磨損量達(dá)到最大，嚴(yán)重影響鍛件表面質(zhì)量。由此可見(jiàn)，減小壓下率有利于減小鍛錘磨損程度，磨損薄弱區(qū)位于成型區(qū)入口與出口處的過(guò)渡區(qū)域。

圖3 鍛錘鍛造面工作區(qū)域示意圖

圖4 不同壓下率下鍛錘成型面磨損率變化

圖5 不同壓下率下鍛錘成型面磨損深度變化

3.2 摩擦系數(shù)對(duì)鍛錘磨損的影響

為進(jìn)一步分析摩擦系數(shù)對(duì)鍛錘磨損行為的影響，其他因素保持不變(鍛錘預(yù)熱溫度500 ℃、鍛造速度400 mm/s、壓下率4%)，分別采用0.2、0.3、0.4、0.5的摩擦系數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到鍛錘磨損深度隨摩擦系數(shù)的變化如圖6所示。由圖6可見(jiàn)，當(dāng)摩擦系數(shù)為0.2和0.3時(shí)，鍛錘的磨損深度較大，均在2.8×10-6mm左右，隨著摩擦系數(shù)增至0.4，鍛錘的磨損深度顯著降低，僅為2.1054×10-6mm，降幅約為24.8%，而當(dāng)摩擦系數(shù)進(jìn)一步增大時(shí)，鍛錘磨損深度有所增大，增幅約為8.27%。由此可見(jiàn)，當(dāng)摩擦系數(shù)選擇為0.4時(shí)，可有效減少熱鍛時(shí)鍛錘磨損量，從而提高鍛錘的使用壽命。

圖6 鍛錘磨損深度與摩擦系數(shù)的關(guān)系

圖7和圖8為不同摩擦系數(shù)下鍛錘成型面磨損情況變化。結(jié)合圖3和圖7可知，在鍛錘成型區(qū)入口位置處，當(dāng)摩擦系數(shù)為0.2，其磨損率最大為1.345×10-4mm/s，摩擦系數(shù)為0.4時(shí)，該位置的磨損率最小。整體來(lái)看，鍛錘成型區(qū)中間位置的磨損情況優(yōu)于入口區(qū)域，并且成型區(qū)出口處的磨損率最小。由圖8可見(jiàn)，摩擦系數(shù)為0.2時(shí)，鍛錘平均磨損深度最大，摩擦系數(shù)為0.4和0.5時(shí)，鍛錘平均磨損深度變化特征相似，其中當(dāng)摩擦系數(shù)為0.4時(shí)，鍛錘的最大磨損深度相對(duì)較小。

圖7 不同摩擦系數(shù)下鍛錘成型面磨損率變化

圖8 不同摩擦系數(shù)下鍛錘成型面磨損深度變化

4 鍛錘磨損分布特征

采用最優(yōu)工藝參數(shù)組合模擬6個(gè)鍛造循環(huán)步，得到各循環(huán)下鍛錘磨損深度分布圖如圖9所示。在鍛造第一次(t=0.03 s)后，鍛錘成型區(qū)與工件完全接觸，磨損最大區(qū)域分別為兩個(gè)成型區(qū)與預(yù)成型區(qū)交界位置；第2～6次鍛造過(guò)程中，每次鍛造時(shí)壓下率和鍛造速度相同，鍛件做周向和軸向進(jìn)給。根據(jù)單位圓柱上錘跡的投影規(guī)律，結(jié)合鍛件質(zhì)量應(yīng)滿足端部不留臺(tái)階、表面不產(chǎn)生脊線以及相鄰錘跡應(yīng)至少重疊1/3的原則[9]，數(shù)值模擬設(shè)置較小的工件轉(zhuǎn)速和軸向進(jìn)給。由圖9可見(jiàn)，第一步鍛造后，工件表面形成錘頭表面區(qū)域大小的凹槽，第2～6步循環(huán)鍛造時(shí)，鍛錘成型區(qū)一側(cè)與工件凹槽邊緣擠壓接觸，磨損量在鍛錘成型區(qū)左側(cè)積累，達(dá)到閾值后導(dǎo)致鍛錘磨損失效。

在鍛錘成型工作面選取8個(gè)有代表性的位置作為監(jiān)測(cè)點(diǎn)來(lái)確定鍛錘各區(qū)域的磨損情況，如圖10所示。圖11為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)表面溫度隨時(shí)間變化曲線，可以看出，P2和P6位置表面溫度最高。P2是鍛錘變形區(qū)與預(yù)變形區(qū)交界處，也是工件金屬流動(dòng)的過(guò)渡區(qū)，金屬持續(xù)變形，使得該位置溫度持續(xù)升高；P3位于鍛錘工作面靠近右側(cè)區(qū)域，第一次鍛造過(guò)程中與工件擠壓接觸，為保證工件表面質(zhì)量和芯部鍛透性，工件的周向轉(zhuǎn)速較小，導(dǎo)致在后續(xù)鍛造過(guò)程中P3點(diǎn)與工件擠壓接觸減少，故P3點(diǎn)溫度先升高后因與空氣對(duì)流散熱而降低，在0.054 s后趨于穩(wěn)定；P4～P8點(diǎn)位于鍛錘工作面中間靠左區(qū)域，是后續(xù)鍛造過(guò)程的主要區(qū)域，與工件接觸面積較大，第一次鍛造時(shí)，隨著錘頭擠壓深度的增加和熱傳遞作用，鍛錘表面溫升較大，在后續(xù)鍛造過(guò)程中，鍛錘進(jìn)給與后退工序交替進(jìn)行，鍛錘表面對(duì)流散熱，表面溫度緩慢增加，當(dāng)與工件溫差較小時(shí)，表面溫度趨于穩(wěn)定。鍛造結(jié)束時(shí)刻，成型區(qū)各點(diǎn)表面溫度大小排序?yàn)椋篜6>P2>P8>P4>P7>P1>P5>P3。

(a)0.030 s (b)0.054 s (c)0.078 s (e)0.102 s (f)0.126 s (g)0.150 s

圖12為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)磨損深度隨時(shí)間變化曲線，可以看出，鍛錘在鍛造過(guò)程中，鍛錘各取樣點(diǎn)磨損深度排序?yàn)椋篜6>P4>P8>P2>P1>P5>P7>P3，從磨損程度來(lái)看，鍛錘預(yù)成型區(qū)與成型區(qū)過(guò)渡圓角位置和鍛錘P4、P6、P8點(diǎn)為鍛錘磨損最大區(qū)域。實(shí)際加工過(guò)程中，鍛錘以一定咬入量開(kāi)始鍛造軸類工件，預(yù)成型區(qū)率先與工件接觸，所以應(yīng)重點(diǎn)檢查該區(qū)域的磨損情況并及時(shí)修復(fù)，盡可能減少經(jīng)濟(jì)損失。

圖10 鍛錘表面數(shù)據(jù)采集點(diǎn)

圖11 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)表面溫度隨時(shí)間變化

圖12 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)磨損深度隨時(shí)間變化

圖13所示為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)隨時(shí)間變化曲線，可以看出，除P3點(diǎn)，其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)的表面壓強(qiáng)均較大，壓強(qiáng)大小排序?yàn)镻7>P5>P6>P8>P4>P1>P2>P3。P5、P7位置與工件接觸面積小，故該位置表面壓強(qiáng)較大；P4、P6、P8點(diǎn)位于成型區(qū)左側(cè)與工件擠壓接觸的一條線上，壓強(qiáng)值比較接近；P3位置只在第一次鍛造過(guò)程中與工件擠壓接觸，最大壓強(qiáng)為283.13 MPa，后續(xù)鍛造過(guò)程中不再屬于直接變形抗力的承受區(qū)域，所以該點(diǎn)壓強(qiáng)保持為0；P7點(diǎn)在0.126 s時(shí)，表面壓強(qiáng)達(dá)到最大值1488 MPa，其值小于該高溫合金鋼的屈服強(qiáng)度，故鍛錘不會(huì)因變形而損壞。

圖13 各監(jiān)測(cè)點(diǎn)表面壓強(qiáng)隨時(shí)間變化

圖14為鍛錘現(xiàn)場(chǎng)失效圖，可以看出，鍛錘表面主要表現(xiàn)為擠壓剝落的磨粒磨損，伴隨少量的黏著磨損。熱鍛過(guò)程中，鍛錘成型區(qū)過(guò)渡圓角處最先接觸到工件，易產(chǎn)生應(yīng)力集中而失效。成型區(qū)中間位置是鍛造的主要區(qū)域，頻繁地與工件接觸，是沖擊載荷和傳熱的主要區(qū)域。鍛錘與軸向旋轉(zhuǎn)進(jìn)給的工件因摩擦熱而發(fā)生熔融現(xiàn)象，表面組織受到損傷破壞而剝落，形成大量磨屑。

圖14 鍛錘現(xiàn)場(chǎng)失效照片

5 鍛錘壽命預(yù)測(cè)

徑向熱鍛過(guò)程中，隨著鍛造次數(shù)的增加，鍛錘工作面磨損越來(lái)越嚴(yán)重，最終導(dǎo)致鍛錘因磨損累積失效。為預(yù)測(cè)鍛錘的疲勞壽命，以正交試驗(yàn)得出的最優(yōu)參數(shù)組合對(duì)相同尺寸工件進(jìn)行數(shù)值模擬，相同工況下錘擊25次，得到單錘頭打擊力和磨損深度與打擊次數(shù)的關(guān)系分別如圖15和圖16所示。

結(jié)合圖15和實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)可知，首次鍛打時(shí)，錘頭在接觸和擠壓工件過(guò)程中，錘頭與工件的接觸面積由0逐漸增大，錘頭打擊力逐漸增加，當(dāng)錘頭壓至最低點(diǎn)時(shí)，錘頭與工件接觸面積達(dá)到最大值，錘頭打擊力達(dá)到峰值。為保障工件表面質(zhì)量，工件轉(zhuǎn)速和軸向進(jìn)給速度均設(shè)置較小，所以從第二錘鍛打開(kāi)始，錘頭與工件的實(shí)際接觸面積減小且基本保持不變，并且工件的實(shí)際徑向收縮率小于第一錘，故最大打擊力減小并且趨于穩(wěn)定。

圖15 單錘頭打擊力隨時(shí)間變化

圖16 鍛錘磨損深度與鍛造次數(shù)的關(guān)系和擬合曲線

根據(jù)圖16所示鍛錘磨損深度隨鍛造次數(shù)x的關(guān)系，得到相應(yīng)的擬合關(guān)系式為:

y(x)=-3.3×10-9x2+4.537×

10-7x-3.537×10-7

(6)

鍛錘成型區(qū)公差為0.2 mm，故鍛錘成型區(qū)許用磨損深度理論上應(yīng)以臨界值0.2 mm為標(biāo)準(zhǔn)。由于徑向熱鍛過(guò)程未考慮環(huán)境因素，并且忽略了體積力、慣性力和彈性變形的影響，為減小與實(shí)際工況的誤差，取10%的安全裕度。鍛錘許用磨損深度臨界值取0.18 mm，利用式(6)推算得到該條件下鍛錘最大使用次數(shù)為488 731次。

6 結(jié)論

(1)基于Archard理論和正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，結(jié)合極差和方差分析法，得到鍛錘磨損的主要影響因素的主次關(guān)系為：徑向壓下率>摩擦系數(shù)>鍛造速度>鍛錘預(yù)熱溫度，其中徑向壓下率和摩擦系數(shù)的影響最為顯著，正交試驗(yàn)確定最優(yōu)的工藝參數(shù)組合方案為：鍛錘預(yù)熱溫度500 ℃、鍛造速度400 mm/s、壓下率4%、摩擦系數(shù)0.4。

(2)基于正交試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)徑向壓下率和摩擦系數(shù)對(duì)鍛錘磨損行為的影響進(jìn)行數(shù)值模擬分析，所得結(jié)論與正交試驗(yàn)結(jié)果一致。

(3)采用最優(yōu)工藝參數(shù)組合模擬6個(gè)鍛造循環(huán)步，對(duì)磨損最嚴(yán)重的成型區(qū)取樣點(diǎn)進(jìn)行分析，得到鍛錘成型區(qū)主要磨損位置位于P2、P4、P6、P8點(diǎn)所在區(qū)域，其中成型區(qū)入口處的過(guò)渡圓角區(qū)域也是易磨損失效的薄弱區(qū)域。

(4)采用最優(yōu)參數(shù)組合數(shù)值模擬得到25次預(yù)鍛成型的累積磨損量，結(jié)合鍛錘許用磨損量臨界值，反推得到該鍛錘的磨損壽命為488 731次。經(jīng)參數(shù)優(yōu)化后的徑向鍛造鍛錘磨損量明顯減小，符合生產(chǎn)加工要求。