精鍛身管彈膛內壁成形圈紋缺陷機理研究

劉金明，劉兵，楊晨，任青松，樊黎霞

(1.南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京 210094；2.重慶建設工業(集團)有限責任公司，重慶 400054)

0 引言

身管徑向精鍛是一個復雜的塑性成形過程，屬于多次局部加載成形[1]，其特點有：多向同時鍛打，有效限制金屬橫向流動，提高軸向的延伸效率；變形區處于三向壓應力狀態，金屬塑性好；每次金屬變形量小，變形速度快，變形力小；能提高鍛件精度和降低表面粗糙度等[2]。身管彈膛通常由多個錐體組成，在鍛打過程中常出現錐體凹處鍛不透，靠近錐體凸處常出現材料起皺,以致肉眼都能看到很多環向圈紋，導致身管內表面成形質量差，達不到要求。如圖1所示，其中紅點區域為彈膛鍛不透的部位，紅線區域為產生環向圈紋的部位。陳玉雯等[3]和陳玉雯[4]研究發現，鍛造過程中的徑向應變改變量影響彈膛的鍛透性，使用鍛造段鍛造比作為判斷是否鍛透的依據，解決了彈膛部位鍛不透的問題。

圖1 彈膛精鍛成形缺陷示意圖Fig.1 Schematic diagram of forming defects of chamber during precision forging

對于身管線彈膛一體化的成形極限及問題，欒謙聰等[5]使用經驗三角形法則分析了鍛造工藝參數對鍛透率的影響。樊黎霞等[6]研究了摩擦系數、軸向進給速度、錘頭壓入角及鍛造比對鍛打力的影響，討論了不同工藝參數所對應的身管徑向、軸向及周向內表面應力的分布情況；研究了身管精密鍛造過程中的鍛造比與塑性應變的關系，提出了內膛成形的必要條件[7]；使用數值仿真模擬了身管線膛內膛膛線的成形過程，分析了芯棒結構以及鍛造比對膛線成形的影響[8]。張雪等[9]建立了以徑向和周向塑性應變為表征的身管內膛膛線鍛透的判斷準則，得到以鍛造比和毛坯徑比為表征的身管鍛透極限圖。Ameli等[10]在研究冷徑向鍛造時，通過二維軸對稱和三維有限元模擬研究了鍛件中的殘余應力，溝槽周圍的應力，錘子和心軸上的壓力分布以及最大鍛造載荷。Ghaei等[11-12]運用主應力法研究了錘頭的幾何形狀對徑向鍛造過程中工件成形的影響，還利用上限法建立了徑向鍛造過程中的應變方程，討論了金屬材料的軸向流動對材料應變的影響。Sanjari等[13-14]應用軸對稱模型分析了管件徑向鍛造成形過程中各參數如摩擦系數、軸向進給率、尾端壓力、前端拉力及錘頭角度等對成形過程中的應變非均勻性的影響。Domblesky等[15]使用Abaqus有限元軟件對徑向鍛造過程進行了數值模擬，研究了鍛件進給速度和鍛件不同點的等效塑性應變對其溫度的影響。

本文以彈膛內壁圈紋問題作為研究對象，通過Abaqus有限元軟件仿真對彈膛成形進行流動性分析、應力分析以及試驗結果對比，研究彈膛內壁圈紋形成和消失的原因，并制定相關的判斷準則。

1 身管精鍛彈膛成形過程應力研究

身管的彈膛由數個有坡度的錐體組成，從身管尾端開始向右計數，分別為一錐、二錐、三錐、四錐等，錐體的數量及尺寸由子彈的形狀決定。如圖2所示，毛坯在鍛造成形過程可分為下沉段、鍛造段和整形段3個階段。在下沉段毛坯內外徑同時減小，但毛坯厚度保持不變；對于鍛造段，毛坯與芯棒貼合，在錘頭的鍛打下厚度也不斷減小；整形段時毛坯厚度不再變化。彈膛成形主要由鍛造段決定。圖2中，s為芯棒一錐結束點與錘頭水平鍛打面結束點之間的軸向距離。

圖2 身管精鍛變形示意圖Fig.2 Schematic diagram of deformation of forged barrel

身管彈線膛同鍛過程可以分為線膛鍛打階段和彈膛鍛打階段兩個階段。鍛打線膛時，芯棒相對錘頭保持不動，毛坯尾端在夾頭推動下，使毛坯首端與支承器緊貼并以同樣速度軸向進給。因此，毛坯首端是位移約束、尾端是壓力約束，錘頭對毛坯進行周期性徑向鍛打，毛坯貼合芯棒線膛部分，內膛形成膛線。鍛打彈膛時，芯棒與夾頭接觸，夾頭A端軸向移動，毛坯首端支承器的軸向進給速度下降，芯棒與毛坯尾端速度相同，毛坯首端與支承器以勻速軸向進給。降壓以后，毛坯尾端的夾持壓強由p降到p1，毛坯尾端與夾頭脫開，芯棒與夾頭繼續聯在一起。當夾頭無毛坯作用時，它與毛坯首端支承器的軸向速度相同。當彈膛基本成形后，錘頭沿徑向往外抬錘到一定位置，抬錘完成后錘頭繼續進行鍛打直至結束。

1.1 身管精鍛模型建立

根據彈線膛同鍛的工藝過程,本文使用Abaqus有限元軟件靜態分析，對5.56 mm口徑身管精鍛過程進行模擬。為了節省計算量，將三維身管鍛打模型簡化為軸對稱模型，忽略身管在鍛造過程中的旋轉動作。模型中含有芯棒、擋塊、錘頭、毛坯4個部件，其中錘頭、擋塊和芯棒在鍛造過程中變形較小，設置為剛體；毛坯為主要變形件，設置為變形體。毛坯所使用的材料為30SiMn2MoV，該材料的本構模型為

σ=kεn，

(1)

式中：σ為等效應力；k為應變強化系數；ε為等效塑性應變；n為加工硬化指數。該材料的力學性能參數使用拉伸試驗獲取，如表1所示。

表1 毛坯材料力學性能參數Tab.1 Mechanical properties of blank material

身管毛坯設置的網格單元為4節點軸對稱減縮積分單元(CAX4R)，在鍛造過程中毛坯內壁與芯棒錐角接觸的部位變形較大，因此對該部位進行網格細化，毛坯外側則采用尺寸較大的網格，以提高仿真計算效率。鍛打時毛坯與芯棒、錘頭、擋塊之間均有接觸。考慮相互之間的摩擦，建立模型時定義3個接觸對，即錘頭與毛坯之間的接觸、芯棒與毛坯之間的接觸、擋塊與毛坯之間的接觸。摩擦類型選擇為庫倫摩擦模型，采用罰函數接觸法定義各接觸對之間的約束，滑移公式為有限滑移模式，表面粘結在一起時允許的最大滑移變形為單元長度的0.5%.毛坯與擋塊間摩擦系數為0.15，與錘頭間摩擦系數為0.25，與芯棒間摩擦系數為0.05.身管線彈膛鍛打過程主要涉及進給速度、降壓值和降壓位置、抬錘量及抬錘位置等工藝參數。建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 身管精鍛有限元模型Fig.3 Finite element model of barrel forging

1.2 身管彈膛成形過程

為了研究彈膛的成形過程中產生圈紋缺陷的機理，選取在成形特征點兩側的關鍵點進行分析。如圖4所示，芯棒上A、B、C、D、E、F、G、H等8個關鍵點，A點位于芯棒線膛部位，B點和C點位于芯棒四錐的1/3部位，D和E點位于芯棒三錐上，F點和G點位于芯棒二錐的1/3部位，H點位于芯棒一錐上。圖4中a、b、c、d、e、f、g、h等8個關鍵點為鍛件內壁上的點，這些內壁節點在鍛打完畢時，最終停留在芯棒彈膛的8個關鍵點處，位置分別與芯棒關鍵點一一對應。鍛造的具體工藝參數如表2所示。

圖4 芯棒彈膛關鍵點位置圖Fig.4 Location of key points of mandrel cahmber

表2 身管鍛造工藝參數Tab.2 Barrel forging process parameters

為了顯示毛坯內側材料與芯棒之間的接觸以及相對流動狀態，輸出鍛造過程中毛坯內壁節點和芯棒位置的坐標值，如圖5所示。從圖5中可以看出，毛坯內側材料在鍛造時沿芯棒向后移動，且后端的材料軸向流動距離大于前端材料，因此軸向上整體被拉長。其中d點和h點對應的毛坯內壁點在接觸芯棒以后繼續向后流動，穿過坡度較陡的四錐和二錐，最終停留在三錐和一錐上，跨越了錐段。因此，在研究身管彈膛內壁產生的缺陷時，需要考慮缺陷形成時毛坯與芯棒的相對位置，最終成形時內表面的圈紋缺陷是由前端流動過來的。

圖5 彈膛內壁節點坐標變化圖Fig.5 Change in node coordinate of chamber inner wall

1.3 鍛打過程彈膛內表面切向應力分量變化

為了顯示材料流動性的影響，分別采用拉格朗日法和歐拉法輸出彈膛內表面切向應力分量。拉格朗日法是以研究單個質點運動過程為基礎，綜合所有質點的運動、構成整體運動的方法。歐拉法是描述眾多質點流經一個空間點運動的方法。用拉格朗日法研究切向應力分量時，輸出毛坯內壁關鍵點a、b、c、d、e、f、g、h在鍛造過程中沿內表面的切向應力分量隨鍛打時間的變化。用歐拉法研究切向應力分量時，輸出芯棒彈膛關鍵點A、B、C、D、E、F、G、H點對應的毛坯內壁節點在鍛造過程中沿內表面的切向應力分量隨鍛打時間的變化。

仿真軟件Abaqus輸出的應力方向為徑向和軸向，因此在輸出內壁表面切向應力分量時，需要使用新舊坐標系的變換，將仿真軟件輸出的軸向和徑向應力進行換算。舊坐標系下的應力分量矩陣為

(2)

式中：σr為徑向應力；σz為軸向應力；σθ為周向應力；τrz、τrθ、τzr、τzθ、τθr、τθz為剪應力。由于身管的柱形特征，應力分量中周向剪應力分量均為0 MPa，即τzθ=τθz=0 MPa，τrθ=τθr=0 MPa.

新坐標、舊坐標系的單位基矢量分別用er′、ez′、eθ′和er、ez、eθ表示，新坐標系基矢量er′在舊坐標系3個坐標軸上的投影(與3個坐標軸之間的余弦)分別為lr、mr和nr，ez′的投影分別為lz、mz和nz，eθ′的投影分別為lθ、mθ和nθ.新舊坐標系的變換矩陣為

(3)

新坐標的應力分量矩陣可以表示為

σ′=TσTT.

(4)

經過計算，轉換后得出的內壁切向應力分量為

(5)

身管彈膛主要包含4個錐段，計算切向應力分量時需要得知各錐段與身管中心軸之間的夾角，如表3所示，其中：二錐和四錐與中心軸之間的角度較大，沿內壁表面方向的切向應力分量同時受到軸向應力和徑向應力的影響；一錐和三錐與中心軸之間的角度較小，切向應力分量主要受到軸向應力的影響，徑向應力的影響可以忽略。

表3 芯棒錐段與中心軸之間夾角Tab.3 Angle between mandrel cone and central axis

取芯棒彈膛各錐段關鍵點處對應的毛坯內壁切向應力分量隨時間的變化繪制圖6,始終以位置點為觀察對象,即以歐拉法輸出切向應力分量。當毛坯材料沒有接觸到該點時,應力為0 MPa.從圖6中可知，芯棒上各關鍵點位置不同，毛坯與芯棒各點接觸時間也不同。毛坯內壁在與芯棒關鍵點接觸以后，切向應力分量都為負值，表明毛坯內壁切向受壓。關鍵點部位切向壓應力在接觸以后便迅速增大至峰值，這是因為毛坯沿芯棒向后流動的過程中受到芯棒錐角的阻擋，毛坯內壁與芯棒之間產生切向擠壓。由于芯棒二錐和四錐坡度較陡，毛坯內壁與芯棒之間的擠壓比其他部位更嚴重，位于芯棒二錐和四錐上的B、C、F、G點的切向壓應力峰值遠大于其他4個關鍵點。當各關鍵點進入整形段以后，內壁材料開始不再沿芯棒向后流動，毛坯與芯棒之間的切向擠壓逐漸減小，各關鍵點的切向壓應力開始減小至平穩。

圖6 歐拉法輸出切向應力分量變化曲線Fig.6 Output tangential stress component curves of Euler method

圖7中以拉格朗日法輸出切向應力分量，即鍛件內壁a、b、c、d、e、f、g、h點在鍛造過程中沿內壁表面方向的切向應力分量。這些關鍵點部位在未與芯棒接觸時，切向應力分量不為0 MPa.b點、c點對應最終成形時的四錐部位，f、g點對應最終成形時的二錐部位。這4個關鍵點在流動過程中經過坡度較大的二錐與四錐，切向壓應力峰值較大。與歐拉法不同的是，用拉格朗日法輸出的切向應力分量體現了材料的流動性，圖7中位于三錐和一錐的d、h關鍵點的切向壓應力峰值也比較大，這是因為d、h關鍵點在鍛造過程中與四錐和二錐先接觸，產生較大的切向壓應力，隨后沿芯棒向后流動，跨越錐段停留在三錐和一錐上。鍛件內壁上a、e關鍵點在整個鍛造過程中沒有與坡度陡的錐段接觸，與芯棒之間沒有產生較大的擠壓，因此a、e關鍵點的切向壓應力峰值比其他點小。

圖7 拉格朗日法輸出切向應力分量變化曲線Fig.7 Output tangential stress component curves of Lagrangian method

用歐拉法將芯棒各位置點在成形過程中的最大切向應力分量和芯棒位置關系繪制圖8.由圖8可以看出：彈膛二錐與四錐部位的切向壓應力峰值遠大于其他位置，四錐部位切向應力分量達到2 900 MPa，二錐部位達到2 300 MPa.從曲線中沿著線膛、四錐、三錐、二錐和一錐向右觀察，線膛部位切向壓應力峰值較小，臨近四錐時開始逐漸增大，然后四錐部位保持平穩。四錐過后，三錐尾端部位的切向壓應力峰值便陡然降低，然后臨近坡度較陡的二錐，切向壓應力峰值開始再次增大，二錐部位保持平穩。穿過二錐以后，一錐尾端的壓應力峰值重新降低。

圖8 彈膛切向壓應力峰值曲線Fig.8 Shear tangential compressive stress peak curve

從以上現象可以發現，坡度較陡的錐段會增大毛坯與芯棒之間的擠壓，導致毛坯內壁切向壓應力增大，并且錐段越陡，切向壓應力峰值越大。坡度較陡的錐段切向壓應力峰值幾乎不變，維持在一個穩定狀態。陡錐對前面錐段的切向壓應力峰值也有影響，距離陡錐越近，切向壓應力峰值越大。

2 彈膛內壁圈紋機理研究和相關準則的建立

2.1 身管彈膛內壁失穩起皺機理的試驗研究

將第1節分析的身管進行試驗鍛打，編號為2，與此同時,將其他參數身管也進行鍛打，編號為1和3.鍛打身管工藝參數見表4，其他工藝參數與表2相同。鍛打結果如圖9所示。

表4 身管編號及參數表Tab.3 Barrel number and parameters mm

圖9 身管彈膛內壁成形圖Fig.9 Forming of chamber inner wall

從圖9所示鍛打結果中發現，彈膛內壁二錐與三錐交接部位出現了鍛不透的缺陷，鍛不透在圖中表現為表面粗糙度高、不光滑。其中1號試件比較嚴重，二錐大部分區域都未鍛透，2號和3號試件也有部分區域未鍛透。根據文獻[3-4]的研究成果,彈膛二錐與三錐的交接部位處于凹陷狀態，毛坯內壁材料難以充滿該部位，身管彈膛部位鍛不透的主要影響因素為鍛造段鍛造比，二錐和三錐連接部位鍛透的鍛造段鍛造比閾值為23.8%.鍛造段鍛造比是指毛坯內表面觸碰芯棒開始至成形結束時的截面積變化率，鍛造段鍛造比計算公式為

(6)

式中：Ab為毛坯接觸芯棒時的截面積；Af為鍛件截面積；ri為鍛件內半徑；hb為毛坯厚度；ro為鍛件外半徑。為了比較直觀地解釋彈膛部位鍛不透的原因，將彈膛部位的鍛造段鍛造比與芯棒的位置坐標相結合，繪制彈膛鍛造段鍛造比變化曲線如圖10所示。

圖10 彈膛鍛造段鍛造比變化曲線Fig.10 Changing curves of forging ratio of forging section of chamber

觀察圖10可知，從左向右，在二錐和四錐錐段，彈膛鍛造段鍛造比在逐漸上升，一錐和三錐錐段，鍛造比在逐漸下降。這是因為二錐和四錐坡度較陡，橫截面面積收縮嚴重，鍛造段鍛造比呈現上升的趨勢。一錐和三錐相比其他錐段坡度比較平緩，但錘頭不平，而是具有一定的傾斜角度，因此對一錐和三錐不同部位的徑向鍛打量不同，鍛造段鍛造比呈現下降的趨勢。彈膛二錐與三錐交接部位的鍛造段鍛造比比其他部位小，這是因為該處處于凹陷狀態，錘頭對該部位的徑向鍛打量較小，毛坯內壁未完全貼合芯棒。一錐、二錐交接部位與三錐、四錐交接部位處于凸出狀態，錘頭的徑向鍛打量較大，鍛造段鍛造比也會更大。鍛造過程中錘頭需要抬錘，一錐部位的鍛造比在減小以后逐漸趨于穩定。在整個彈膛部位，鍛造比出現波浪形的變化趨勢。1號、2號、3號試件的二錐、三錐交界處鍛造段鍛造比均小于鍛透閾值23.8%，因此3根試件均出現不同程度的鍛不透現象。

圖9中彈膛部位的缺陷除了鍛不透以外，一錐尾端、二錐和三錐尾端部位出現緊密排列的一圈圈環向紋路，紋路凹凸不平，嚴重影響了身管的成形質量。基于對彈膛內側材料的應力和流動性分析，鍛造過程中二錐和四錐出現的切向壓應力峰值遠大于彈膛其他部位，而出現圈紋的部位在鍛造過程中會經過芯棒二錐和四錐。由此可以將鍛件內壁產生圈紋的原因概括為：毛坯在錘頭的徑向鍛打作用下沿軸向伸長，與芯棒貼合并往后流動，在流動的過程中與芯棒坡度較陡的二錐和四錐相互擠壓，沿芯棒外表面產生較大的切向壓應力。內壁材料在切向壓應力較大的情況下發生失穩，致使材料凸出產生隆起，最終鍛件彈膛部位出現一圈一圈的環向紋路。由此發現，鍛件內側材料在鍛造過程中的切向應力值會直接影響到圈紋的產生，因此將材料的切向應力值作為彈膛內壁失穩起皺的影響因素，并通過試驗來獲取失穩起皺的閾值.當鍛件內側材料的切向壓應力超過閾值時就會產生圈紋。

2.2 內壁失效起皺閾值討論

為了獲取圈紋的起皺切向壓應力閾值，對上述3根身管進行有限元模擬分析，用歐拉法輸出彈膛在鍛造過程中的切向壓應力峰值，如圖11所示。從圖11中可以看出,1號試件彈膛內壁四錐部位切向壓應力達到2 400 MPa，2號試件四錐處達到2 900 MPa，3號試件四錐處達到3 400 MPa.實驗結果顯示二錐與四錐最容易失穩起皺產生圈紋，其中1號身管彈膛二錐部位有輕微失穩起皺現象，2號、3號身管彈膛三錐尾部和四錐出現較為嚴重的失穩現象，2號、3號身管彈膛二錐上有環向圈紋。結合實驗現象和仿真結果，選取1號試件二錐處的切向應力分量峰值作為失穩的閾值，身管彈膛內壁發生失穩起皺的臨界切向壓應力a約為2 150 MPa，即超過該閾值彈膛內壁就會產生圈紋。

圖11 彈膛切向應力分量峰值曲線Fig.11 Peak curves of shear tangential compressive stress components

2.3 身管彈膛內壁圈紋產生機理和消失進一步研究

在2.2節的研究中發現，最大切向應力分量往往產生在二錐或四錐上，因為這里比較陡，在通常的鍛打中，切向應力分量都會大于失穩起皺的閾值，本文試驗又鍛打了2個成形試件4號、5號，其鍛造工藝參數如表5所示，成形結果如圖12所示。圖12中顯示兩根身管彈膛都被鍛透，內壁成形飽滿、光滑。其中5號身管彈膛一錐尾端有輕微環向圈紋；4號身管彈膛內壁未出現任何缺陷，成形良好。其切向應力分量峰值在位置上的分布如圖13所示。

表5 身管編號及參數表Tab.4 Barrel number and parameters mm

圖12 身管彈膛內壁成形圖Fig.12 Forming of chamber inner wall

圖13 彈膛切向應力分量峰值曲線Fig.13 Peak curves of shear tangential compressive stress components

從圖13中發現：在鍛打過程中，由于鍛造工藝參數相近，4號和5號彈膛部位的切向壓應力峰值相差不大；這兩根試件彈膛二錐和四錐部位的切向應力分量峰值均超過了本文所設定的閾值。因此試件彈膛內壁會因切向壓應力分量過大失穩起皺出現圈紋。但是從圖12的成形結果中可以觀察到，2根試件彈膛內壁成形良好，除5號一錐尾端有輕微圈紋之外，并未出現所預料的嚴重失穩起皺現象。

將上述5根試件彈膛部位的鍛造段鍛造比與芯棒位置坐標結合起來，繪制彈膛鍛造段鍛造比變化圖如圖14所示。從圖14中發現，4號、5號試件二錐與三錐交界處的鍛造段鍛造比大于鍛透閾值23.8%，即整個彈膛區域最難鍛透的部位達到了鍛透的條件，解釋了這兩根試件成形飽滿的現象。對比4號、5號試件與上述1號、2號、3號試件，發現4號、5號試件彈膛部位的鍛造段鍛造比要遠大于1號、2號、3號試件。由此得出結論：錘頭鍛打毛坯的鍛造段鍛造比會影響最終鍛件內壁圈紋的產生，即鍛造比越大，身管彈膛內壁越光滑，產生的圈紋越少。出現這種現象的原因為：鍛造段鍛造比越大，錘頭對毛坯的徑向下壓量越大，毛坯受壓導致內側材料徑向壓應變也越大，鍛造過程中由于擠壓產生的圈紋又重新被壓平，因此鍛打完畢后鍛件內表面沒有出現圈紋。為獲取圈紋被重新壓平的鍛造段鍛造比臨值，將上述4號、5號身管彈膛所有部位的鍛造段鍛造比與鍛件內壁在鍛造過程中的切向壓應力峰值曲線結合起來，繪制鍛造段鍛造比與切向壓應力峰值對應圖如圖15所示。

圖14 彈膛鍛造段鍛造比變化圖Fig.14 Change in forging ratio of forging section of chamber

圖15 鍛造段鍛造比與切向應力分量峰值對應圖Fig.15 Forging ratio of forging section corresponding to peak of tangential compressive stress component

圖15中的彈膛切向壓應力峰值曲線用拉格朗日法輸出，體現了毛坯內壁材料的流動性，內壁部分節點的切向壓應力在接觸二錐與四錐時達到峰值，隨后沿芯棒表面流動，最終停留在一錐與三錐尾端，因此一錐與三錐尾端的峰值也相對較大。圖15中棕色劃線以下區域為4號、5號試件彈膛的切向壓應力峰值超過起皺閾值2 150 MPa的部位，因為4號成形良好，5號一錐尾端有輕微的環向印記，所以選擇5號試件一錐與二錐連接點處的鍛造段鍛造比作為臨界值。4號試件超過起皺閾值區域的鍛造段鍛造比均達到壓平圈紋的臨界值，因此彈膛內壁未產生圈紋。由此可以獲取壓平圈紋的鍛造比閾值，大約為28.5%.

3 結論

1)身管彈膛內壁環向圈紋的產生與材料受壓失穩有關，彈膛內壁在鍛造過程中的切向壓應力超過臨界值即出現失穩起皺現象。有限元分析結果表明，芯棒二錐和四錐由于坡度較陡，在鍛造過程中阻礙毛坯內側材料往后流動，導致毛坯內壁產生了較大的切向壓應力，增大了該部位出現失穩的可能性。結合試驗結果，彈膛內側材料失穩起皺的切向壓應力閾值大約為2 150 MPa.

2)彈膛內壁產生的圈紋可能會在后續鍛打過程中被壓平，主要影響因素為鍛造段鍛造比。鍛造段鍛造比越大，錘頭對毛坯的徑向鍛打量越多，圈紋越可能被壓平，壓平圈紋的鍛造段鍛造比閾值大約為28.5%.

3)身管彈膛部位的主要成形缺陷為鍛不透和起皺產生圈紋，綜合滿足鍛透和壓平圈紋的條件，彈膛凹陷部位的鍛造段鍛造比應大于23.8%，凸出部位的鍛造段鍛造比應大于28.5%.