身管彈膛和線(xiàn)膛同鍛時(shí)下沉段皺褶試驗(yàn)研究及其預(yù)測(cè)

童維， 楊晨， 楊宇召， 扶云峰， 陳曉萍， 樊黎霞

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094；2.重慶建設(shè)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司， 重慶 400054)

0 引言

身管冷徑向鍛造工藝是在毛坯的周?chē)鷮?duì)稱(chēng)分布幾個(gè)大小一致的錘頭，對(duì)毛坯沿著徑向進(jìn)行高頻率的鍛打的一種工藝[1]。此工藝加工出來(lái)的身管壽命高、精度高，是目前國(guó)內(nèi)外身管制造的主要方向[2]。目前在國(guó)內(nèi)外，很多專(zhuān)家對(duì)徑向鍛造工藝進(jìn)行了研究。早在1974年，Battelle實(shí)驗(yàn)室的Altan等[3]分別應(yīng)用主應(yīng)力法和上限法建立了身管徑向鍛造過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，預(yù)測(cè)了身管徑向鍛造過(guò)程中材料應(yīng)力、應(yīng)變及溫度的分布。Chen等[4]建立了黏塑性材料管件的熱徑向鍛造成形過(guò)程的三維有限元模型，模擬結(jié)果顯示了材料成形過(guò)程中的應(yīng)力、應(yīng)變及溫度的變化情況。張雪等[5]通過(guò)對(duì)身管鍛透性分析建立了內(nèi)膛膛線(xiàn)鍛透的判斷準(zhǔn)則，找到了鍛透時(shí)的鍛造比極限值。趙柯等[6]對(duì)身管徑向精密鍛造的塑性應(yīng)變與鍛造比進(jìn)行了研究，提出了局部鍛造比的概念，并通過(guò)局部鍛造比給出了單次鍛打所產(chǎn)生的塑性應(yīng)變?cè)隽?。同時(shí)樊黎霞等[7-8]使用Abaqus有限元軟件模擬了身管的徑向鍛造過(guò)程，對(duì)徑向鍛壓力及應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行了研究，并用試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果。

身管內(nèi)膛的加工質(zhì)量是保證身管武器壽命和射擊精度的重要因素。長(zhǎng)期以來(lái)，由于彈膛和線(xiàn)膛都是分開(kāi)加工的，彈膛和線(xiàn)膛的同軸度問(wèn)題始終是身管加工的一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題，因?yàn)橥S度是保證射擊精度的關(guān)鍵因素。另外，彈膛中的坡膛由于受力復(fù)雜，受彈丸擠進(jìn)、高膛壓及火藥燃燒等影響，坡膛的鉻層往往首先脫落，繼而往下發(fā)展，最終導(dǎo)致身管使用壽命終結(jié)。所以坡膛的機(jī)加表面粗糙度對(duì)身管武器壽命有很大影響，為了解決彈膛和線(xiàn)膛同軸度問(wèn)題及坡膛的表面粗糙度問(wèn)題，彈膛和線(xiàn)膛同鍛是兵器制造領(lǐng)域公認(rèn)的理想解決方案，同鍛不僅能解決上述問(wèn)題，而且可以提高加工速度，簡(jiǎn)化工藝，實(shí)現(xiàn)大批量生產(chǎn)。但身管徑向精鍛是一個(gè)復(fù)雜的塑性變形過(guò)程，由于缺乏理論指導(dǎo)，同鍛工藝曾遇到過(guò)很大挫折，曾發(fā)生過(guò)炸膛事故[2]。Abe等[9-10]在研究?jī)煞N不銹鋼材料和Ti合金在冷軋中的可加工性中提出，冷軋厚壁圓管裂紋的生成是由于徑向壓縮產(chǎn)生的褶皺在后續(xù)冷軋過(guò)程中被擠壓而形成，他們認(rèn)為在冷軋過(guò)程中徑向應(yīng)變與周向應(yīng)變的比值是工藝條件的良好指標(biāo)，是可以作為判斷冷軋成形是否具有褶皺缺陷和微裂紋缺陷的重要判斷依據(jù)。朱康平等[11]針對(duì)TA18、TA22兩種中強(qiáng)鈦合金，對(duì)比了軋制Q值(相對(duì)減壁量與相對(duì)減徑量的比值)及軋制變形量對(duì)再結(jié)晶退火后管材質(zhì)量的影響，發(fā)現(xiàn)在管材的內(nèi)表面或外表面產(chǎn)生微裂紋，并且微裂紋隨著變形量和Q值的增大而加深。陳勝川等[12]通過(guò)調(diào)整冷軋過(guò)程中的工藝參數(shù)，研究了不同Q值對(duì)小規(guī)格Gr.9鈦合金管材組織和力學(xué)性能的影響。Dunstan等[13]報(bào)道了Ti合金和Zr合金管的冷加工試驗(yàn)結(jié)果，表明了Q值的降低對(duì)于防止缺陷是有效的。Montmitonnet等[14]通過(guò)建立鋯合金軋制模型，認(rèn)為應(yīng)力與應(yīng)變是與缺陷相關(guān)聯(lián)的，軋制階段的受力會(huì)造成缺陷的產(chǎn)生。Chan等[15]在對(duì)軸對(duì)稱(chēng)法蘭組件鍛造缺陷的研究中，揭示了折疊堆積缺陷形成機(jī)理，基于所開(kāi)發(fā)的有限元模型的仿真結(jié)果，提出了一種通過(guò)計(jì)算機(jī)輔助工程仿真預(yù)測(cè)和避免折疊缺陷的系統(tǒng)設(shè)計(jì)框架。

本文針對(duì)身管彈膛和線(xiàn)膛同鍛工藝，研究線(xiàn)膛成形時(shí)，下沉段區(qū)域變形皺褶形成和演變情況，建立皺褶深度和工藝參數(shù)之間的關(guān)系，為防止彈膛和線(xiàn)膛同鍛身管裂紋缺陷的產(chǎn)生提供理論研究基礎(chǔ)。

1 身管同鍛時(shí)下沉段應(yīng)變分析

1.1 身管精鍛模型建立

身管線(xiàn)膛部位由多條螺旋形膛線(xiàn)組成，彈膛和線(xiàn)膛同鍛時(shí)，毛坯在鍛打線(xiàn)膛的成形過(guò)程可分為兩個(gè)階段：第1個(gè)階段是毛坯外徑和內(nèi)徑同時(shí)減小，但是毛坯的厚度仍然保持不變，直至毛坯內(nèi)徑和芯棒外徑相等，該階段定義為下沉段；第2個(gè)階段是毛坯的材料隨著錘頭的繼續(xù)下壓流入芯棒的膛線(xiàn)槽內(nèi)形成膛線(xiàn)，同時(shí)毛坯厚度也減小，這一段定義為鍛造段，如圖1所示。

圖1 身管徑向鍛造過(guò)程變形示意圖Fig.1 Schematic diagram of barrel deformation during radial forging

圖2 身管精鍛有限元模型Fig.2 Finite element model of barrel forging

建立彈膛和線(xiàn)膛同鍛的軸對(duì)稱(chēng)有限元模型，見(jiàn)圖2. 由于本文研究下沉段應(yīng)變問(wèn)題，故忽略鍛打過(guò)程的旋轉(zhuǎn)，采用Abaqus靜態(tài)分析對(duì)身管精鍛過(guò)程進(jìn)行模擬。模型包括4個(gè)部件，分別為錘頭、毛坯、芯棒和擋塊。其中錘頭、芯棒和擋塊由于變形很小，故將其設(shè)置為剛體。毛坯材料為30SiMn2MoV，該材料的本構(gòu)模型為

σ=kεn，

(1)

式中：σ為等效應(yīng)力；ε為等效塑性應(yīng)變；n為加工硬化指數(shù)；k為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)。該材料的力學(xué)性能參數(shù)使用拉伸試驗(yàn)獲取，如表1所示。

表1 毛坯材料力學(xué)性能參數(shù)

對(duì)身管進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，采用4節(jié)點(diǎn)軸對(duì)稱(chēng)減縮積分單元CAX4R，由于毛坯內(nèi)壁網(wǎng)格未發(fā)生畸變，因此不用對(duì)毛坯內(nèi)側(cè)進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。在建立有限元模型過(guò)程中需要定義3個(gè)接觸對(duì)。即錘頭與工件外圓表面的接觸、芯棒與身管內(nèi)表面的接觸、擋塊與毛坯之間的接觸。在Abaqus中采用罰函數(shù)接觸法定義各接觸對(duì)間的接觸，滑移公式選用有限滑移模型。其中毛坯與芯棒間的摩擦系數(shù)為0.05，毛坯與錘頭之間的摩擦系數(shù)為0.25，毛坯與擋塊之間的摩擦系數(shù)為0.15. 擋塊運(yùn)動(dòng)速度取常用的200 mm/min，毛坯尾端夾持壓力為35 kN.

徑向鍛造過(guò)程中錘頭的運(yùn)動(dòng)符合正弦規(guī)律，錘頭打兩次之間的時(shí)間間隔為50 ms，錘頭徑向打擊周期為1 200錘/min. 建立的有限元模型如圖2.

1.2 下沉段應(yīng)變分析

在彈膛和線(xiàn)膛同鍛過(guò)程中，下沉段毛坯未接觸到芯棒，下沉段毛坯的厚度始終保持不變，在錘頭鍛打作用下，毛坯內(nèi)徑和外徑相應(yīng)的減小，下沉段結(jié)束的時(shí)候即為毛坯碰觸到芯棒的時(shí)候。下沉段在鍛打過(guò)程中，其內(nèi)壁徑向應(yīng)變?yōu)槔熘担S著鍛打的進(jìn)行，毛坯內(nèi)徑不斷減小，徑向應(yīng)變值不斷增大，周向應(yīng)變?yōu)閴嚎s值，其數(shù)值大小也隨著鍛打的進(jìn)行不斷增大。按照表2的工藝參數(shù)建立有限元模型進(jìn)行模擬，提取下沉段位置所有結(jié)點(diǎn)在鍛打結(jié)束時(shí)刻的周向應(yīng)變和徑向應(yīng)變，將試件下沉段部位的周向應(yīng)變?chǔ)纽群蛷较驊?yīng)變?chǔ)舝作圖，得到圖3.

表2中的鍛造比φ又稱(chēng)面積減小率，其計(jì)算公式為

(2)

圖3 徑向應(yīng)變與周向應(yīng)變的關(guān)系Fig.3 Relation between radial strain and circumferential strain

式中：Ab為毛坯橫截面積；Af為鍛件(毛坯鍛后)橫截面積；Rb為毛坯的外半徑；rb為毛坯的內(nèi)半徑；Rf為鍛件的外半徑；rf為鍛件的內(nèi)半徑。

表2 有限元模擬的工藝參數(shù)

注：毛坯徑比為毛坯鍛前內(nèi)徑和鍛件內(nèi)徑的比值。

表3 不同工藝參數(shù)下應(yīng)變比值

對(duì)比1號(hào)、3號(hào)和6號(hào)模型，當(dāng)毛坯厚度和錘頭入口角度一致，毛坯徑比從1.23增大到1.58時(shí)應(yīng)變比值增大353%，當(dāng)毛坯內(nèi)徑從1.58增大到1.93時(shí)應(yīng)變比絕對(duì)值增大53.6%. 由此可見(jiàn)：毛坯徑比對(duì)應(yīng)變大小以及應(yīng)變比絕對(duì)值的影響都很大；對(duì)比2號(hào)、3號(hào)以及5號(hào)試件模型，保持毛坯徑比和厚度一致，錘頭入口角度從分別為10°、8°、6°，發(fā)現(xiàn)：隨著錘頭角度從10°降低到8°，應(yīng)變比絕對(duì)值增加54.1%；從8°降低到6°，應(yīng)變比絕對(duì)值增加了34.2%，從圖3可以看出：當(dāng)毛坯徑比和厚度一致的時(shí)候，應(yīng)變比絕對(duì)值的增加主要取決于徑向應(yīng)變的變化；對(duì)比3號(hào)和4號(hào)模型，保持毛坯徑比和錘頭角度一致，毛坯厚度從9.25 mm減小到8 mm，應(yīng)變比絕對(duì)值增大2.0%；對(duì)比4號(hào)和7號(hào)模型，毛坯厚度從8 mm減小到7 mm，應(yīng)變比絕對(duì)值增大8.7%；毛坯厚度對(duì)周向應(yīng)變和徑向應(yīng)變的大小影響不大。從工藝參數(shù)對(duì)徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變以及它們的比值影響可以看出：1)周向應(yīng)變的大小主要取決于毛坯徑比，當(dāng)徑比一致時(shí)，周向應(yīng)變的比值是基本相同的；2)錘頭角度主要影響徑向應(yīng)變的大小，當(dāng)錘頭角度減小的時(shí)候，徑向應(yīng)變?cè)龃?，因此在徑比不變情況下，錘頭角度的減小會(huì)使應(yīng)變比絕對(duì)值增加；3)毛坯厚度對(duì)周向應(yīng)變、徑向應(yīng)變以及應(yīng)變比值的影響最小;4)影響應(yīng)變比值最大的因素是毛坯徑比，其次由于錘頭角度減小，下沉段長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)增加，對(duì)應(yīng)變比值也有影響，厚度對(duì)應(yīng)變比值的影響最小。

2 下沉段起皺試驗(yàn)研究

2.1 身管下沉段試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為觀察不同應(yīng)變比值試件下沉段起褶的程度，根據(jù)上述分析，將有限元模擬的工藝參數(shù)試件進(jìn)行鍛打，由于鍛打精鍛機(jī)的技術(shù)要求，無(wú)法對(duì)有限元模擬所有參數(shù)的毛坯進(jìn)行鍛打，只能對(duì)1號(hào)～5號(hào)模型工藝參數(shù)的毛坯進(jìn)行鍛打。

圖4 試件掃描電鏡圖(放大2 000倍)Fig.4 Scanning electron micrographs of samples (2 000×)

由于研究對(duì)象為身管彈膛和線(xiàn)膛同鍛情況下的下沉段部位，因此在鍛打試驗(yàn)中，毛坯鍛打線(xiàn)膛后不走鍛打彈膛的程序，取出下沉段部位。將處理完的下沉段試件劃分成大端部位(下沉段剛開(kāi)始)、小端部位(下沉段結(jié)束)以及線(xiàn)膛部位，用美國(guó)FEI公司生產(chǎn)的Quanta 250F場(chǎng)發(fā)射環(huán)境掃描電鏡觀察。將掃描電鏡觀察完的試件沿著軸向方向，使用日本OLYMPUS公司生產(chǎn)的LEXT OLS4100型3D測(cè)量激光顯微鏡掃描下沉段試件的表面形貌，進(jìn)行微米尺度的三維形貌分析。

2.2 場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡結(jié)果及分析

選取部分場(chǎng)發(fā)射掃描電鏡觀察結(jié)果，如圖4所示。觀察編號(hào)相同的試件掃描電鏡圖可以看出,相同試件,下沉段大端和下沉段小端有著很明顯的區(qū)別。大端部位由于處于錘頭剛開(kāi)始鍛打的階段，毛坯內(nèi)徑剛開(kāi)始減小，身管處于剛開(kāi)始形變的狀態(tài)，變形沒(méi)有那么惡劣，毛坯受到徑向的擠壓，在掃描電鏡觀察下可以看到：1號(hào)試件由于徑比比較小，毛坯看不出受到擠壓，電鏡圖處于毛坯初始狀態(tài)；3號(hào)、4號(hào)試件都產(chǎn)生了輕微、分布密度較小的隆起。隨著錘頭的不斷鍛打，下沉段毛坯的內(nèi)徑不斷減小，形成的褶皺不斷的累加，當(dāng)鍛打到接近鍛造段的位置時(shí)，從圖4(b)、圖4(e)圖4(h)可以看出，試件都產(chǎn)生明顯的褶皺隆起，褶皺分布比大端的明顯密集很多，小端的粗糙程度很明顯地發(fā)生了增大。

對(duì)比1號(hào)、3號(hào)、4號(hào)3種編號(hào)試件相同部位的掃描電鏡圖片，從中可以看出，不同試件由于工藝參數(shù)的不同，身管下沉段產(chǎn)生的褶皺情況也各不相同。其中圖4(e)、圖4(h)可以看到很多、很密集沿著軸向方向的隆起，對(duì)比1號(hào)試件的小端部位，3號(hào)、4號(hào)試件產(chǎn)生的褶皺隆起更為密集，其中部甚至出現(xiàn)溝壑狀的隆起。相比3號(hào)試件，4號(hào)試件在電鏡觀察下皺褶的深度較3號(hào)相比大一些。

觀察線(xiàn)膛部位，1號(hào)身管線(xiàn)膛部位沒(méi)有裂紋，下沉段的皺褶被打平，其余試件均有不同程度的微裂紋。由圖4(d)～圖4(i)可以看出，當(dāng)下沉段的皺褶較深時(shí)，到了鍛造段，其皺褶不能被消除，被錘頭擠壓，形成了微裂紋。3號(hào)試件線(xiàn)膛部位分布的溝壑狀裂紋，從圖4(f)觀察到裂紋的密集程度和深度明顯大于其余試件，可以看出鍛造段鍛造比影響著線(xiàn)膛部位微裂紋的程度，同時(shí)通過(guò)1號(hào)、3號(hào)試件線(xiàn)膛部位對(duì)比，分析得出下沉段的皺褶深度也是影響線(xiàn)膛部位微裂紋深度及大小的重要因素。

從圖4分析可知，在整個(gè)下沉段的鍛打過(guò)程中，皺褶深度隨著鍛打的進(jìn)行不斷累積增加，皺褶分布也逐漸變得密集。毛坯內(nèi)壁從開(kāi)始光滑，逐漸變得粗糙，慢慢形成皺褶，隨后在鍛造段被擠壓，形成小的微裂紋甚至更深、更大的裂紋，如圖5所示。

圖5 內(nèi)壁演變過(guò)程(放大2 000倍)Fig.5 Evolution process of inner wall(2 000×)

2.3 下沉段褶皺高度預(yù)測(cè)

從上述分析可知，由于褶皺深度影響著膛線(xiàn)部分是否有缺陷形成，下沉段出現(xiàn)的太深褶皺在經(jīng)過(guò)鍛造段后會(huì)被擠壓成溝壑狀的微裂紋，相對(duì)較低的褶皺在經(jīng)歷鍛造段的鍛打后會(huì)被打平，若是能預(yù)測(cè)出下沉段結(jié)束時(shí)褶皺深度，就可以在后續(xù)研究中預(yù)測(cè)膛線(xiàn)部位微裂紋提供參考。

為得到身管下沉段部位的褶皺隆起深度，將其表面的形貌掃描處理。通過(guò)三維測(cè)量激光顯微鏡，可以測(cè)量表面物理三維形貌，進(jìn)行微納米尺度的三維形貌分析，將得到的形貌數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，可以最終得出下沉段部位的褶皺隆起深度。

下沉段試件內(nèi)壁通過(guò)三維測(cè)量OLYMPUS LEXT OLS4100型激光顯微鏡將試件的形貌掃描出來(lái)，以軸向位置3 mm為間隔，取沿徑向方向整個(gè)截面的形貌數(shù)據(jù)，每組試件上取3個(gè)間隔的數(shù)據(jù)，得到如圖6所示的形貌圖。圖6(a)即為下沉段形貌三維圖，圖6(b)為形貌轉(zhuǎn)化而成的直角坐標(biāo)。

圖6 試件形貌掃描圖Fig.6 Surface appearances of samples

下沉段鍛打過(guò)程是一種應(yīng)變不斷累積的過(guò)程，其褶皺也是在不斷地累計(jì)加深。通過(guò)相等軸向間隔下下沉段褶皺的隆起深度差，得出錘頭單次鍛打下沉段內(nèi)壁形成的隆起深度Δdw，繼而通過(guò)下沉段長(zhǎng)度計(jì)算出相應(yīng)需要鍛打的錘數(shù)，得到下沉段結(jié)束位置處褶皺深度。

(3)

式中：dw為下沉段皺褶深度；L為取樣長(zhǎng)度；yi為形貌輪廓上各點(diǎn)至基準(zhǔn)線(xiàn)的距離。根據(jù)毛坯鍛打的參數(shù)以及錘頭形狀，可以得出錘頭每次下壓毛坯時(shí)徑向下壓量為

s=vTtanα，

(4)

式中：v為毛坯進(jìn)給速度；T為錘頭鍛打往復(fù)周期；α為錘頭入口角度。根據(jù)錘頭角度得出徑向高度為

Δhr=δrtanα，

(5)

式中：Δhr為徑向高度差；δr為徑向位置間隔距離。根據(jù)所取位置的褶皺深度，可以得出錘頭單次鍛打形成的褶皺深度為

(6)

(7)

式中：M為鍛打次數(shù)；dw1、dw2為相鄰兩點(diǎn)的皺褶深度。

圖7 基準(zhǔn)線(xiàn)擬合Fig.7 Baseline fitting

5組試驗(yàn)身管形貌掃描處理數(shù)據(jù)，得到5組工藝參數(shù)下單次捶打形成的皺褶深度。根據(jù)下沉段的減徑值,得到下沉段最終皺褶深度：

(8)

式中：d0為毛坯初始褶皺深度。掃描毛坯表面形貌，根據(jù)(3)式得出毛坯的初始褶皺深度d0=5.72 μm. 根據(jù)(3)式～(7)式預(yù)測(cè)出下沉段結(jié)束位置皺褶深度，結(jié)合試驗(yàn)測(cè)得的皺褶深度，繪制表4.

表4 單錘產(chǎn)生的褶皺深度Δdw和下沉段褶皺深度預(yù)測(cè)值和試驗(yàn)值

從表4中可知，隨著工藝參數(shù)的改變，下沉段單錘產(chǎn)生的皺褶深度Δdw各不相同。根據(jù)(8)式，預(yù)測(cè)出的皺褶深度與試驗(yàn)皺褶深度對(duì)比發(fā)現(xiàn)：2號(hào)和3號(hào)試件的預(yù)測(cè)皺褶深度和試驗(yàn)褶皺深度誤差在5%以?xún)?nèi)，說(shuō)明預(yù)測(cè)合理；4號(hào)和5號(hào)試件的預(yù)測(cè)皺褶深度大于試驗(yàn)皺褶深度，誤差在10%左右，是由于試件取樣的原因?qū)е略囼?yàn)測(cè)量的下沉段結(jié)束位置實(shí)際并未達(dá)到真正的下沉段結(jié)束位置，故而使試驗(yàn)測(cè)量的皺褶深度小于預(yù)測(cè)的皺褶深度；1號(hào)試件的預(yù)測(cè)皺褶深度為7.41 μm，而試驗(yàn)測(cè)得的皺褶深度為9.83 μm，誤差達(dá)到了24.6%，是由于試件鍛前毛坯內(nèi)徑較小，下沉段內(nèi)壁曲面曲率較大，激光共聚焦顯微鏡在進(jìn)行形貌掃描時(shí)是通過(guò)投射光斑進(jìn)行形貌掃描，同樣大小的光斑，內(nèi)徑越小的試件光斑投射的區(qū)域曲面曲率越大，測(cè)量誤差越大，從而導(dǎo)致最后試驗(yàn)測(cè)量值大于預(yù)測(cè)值。

3 下沉段皺褶深度和工藝參數(shù)的關(guān)系研究

表5 試件單錘產(chǎn)生的皺褶深度Δdw和應(yīng)變比值

圖8 Δdw與的關(guān)系Fig.8 Relationship between Δdw and

4 結(jié)論

1)通過(guò)試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)在彈膛和線(xiàn)膛同鍛條件下,下沉段內(nèi)壁由于徑向應(yīng)變?yōu)槔熘?周向應(yīng)變?yōu)閴嚎s值,因此在下沉段會(huì)發(fā)生皺褶現(xiàn)象,皺褶大小隨著捶打次數(shù)的增加而累積。

2)當(dāng)下沉段的皺褶深度累加到一定程度時(shí),皺褶在鍛造段就不能被消除從而形成微裂紋,微裂紋的形成準(zhǔn)則還需要進(jìn)一步通過(guò)試驗(yàn)研究而得到。

3)徑向應(yīng)變和周向應(yīng)變的比值跟工藝參數(shù)有關(guān),其中影響應(yīng)變比值最大的因素是下沉段的深度，即毛坯內(nèi)徑和鍛件身管內(nèi)徑的比值；當(dāng)毛坯徑比一致時(shí)，其次影響應(yīng)變比值的是錘頭角度；毛坯厚度對(duì)應(yīng)變比值的影響最小。

5)身管彈膛與線(xiàn)膛同鍛可以把工藝參數(shù)與皺褶深度聯(lián)系起來(lái)，預(yù)測(cè)出下沉段最終位置的皺褶深度，為微裂紋的預(yù)測(cè)提供參考。