許耀峰，單春來，劉朋科，王育維，徐 堅

(西北機電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

火炮通過身管發(fā)射彈丸進行作戰(zhàn)，而各類火炮，特別是大口徑火炮，其身管購置費用較高，甚至可占全炮價格的40%以上[1]，因此，火炮火力系統(tǒng)的壽命基本取決于其身管的壽命。在發(fā)射過程中，火炮身管內膛處于火藥燃氣高溫、高壓環(huán)境且伴隨瞬態(tài)的高速沖擊、磨損的極其復雜的狀態(tài)，身管的壽命機理、預測以及延壽等技術至今仍是難以進行精確研究的難題。如何對火炮身管壽終機理進行更加嚴謹?shù)拿枋?，對壽命實現(xiàn)更加精確的預測，是火炮領域的重點研究內容。

筆者旨在對火炮身管壽終機理和壽命預測方面的各類研究進行全面的概述，對近年來的身管壽命相關研究成果進行階段性總結，為開展下一步工作提供參考。

1 身管失效現(xiàn)象及評價標準

1.1 失效現(xiàn)象

在發(fā)射過程中，身管內膛會受到多種載荷作用，在這些載荷的作用下，可能出現(xiàn)以下失效現(xiàn)象[2]：

1)當膛壓產(chǎn)生的應力超過炮鋼材料的彈性極限時，會導致身管管徑發(fā)生塑性變形并永久性擴大；多次射擊循環(huán)后，由于燒蝕磨損等原因，內膛表面材料不斷減少，也會導致身管的孔徑變大。

2)在極限狀況下，最大應力破壞身管管壁，如果炮鋼材料較硬則會導致炸膛；如果炮鋼材料偏軟則會導致彈丸密封不嚴并漏氣。彈丸彈帶與膛線導轉側發(fā)生磨損，也會在非導轉側出現(xiàn)漏氣的現(xiàn)象。

3)制造過程中，身管表面會存在微裂紋，即便是在低應力作用的情況下，微裂紋在成百上千次的射擊循環(huán)下增大、合并，最終整個身管或內壁表面局部發(fā)生斷裂破壞。

4)在射擊過程中，高溫高壓的火藥氣體推動彈丸做高速運動，火藥氣體的沖刷主要會造成身管內膛表面的燒蝕，彈丸主要會造成磨損。

在以上幾種典型的失效現(xiàn)象中，可以在設計階段通過計算選取合理的設計參數(shù)，避免身管塑性變形、炸膛或整個身管因疲勞斷裂等失效現(xiàn)象的出現(xiàn)，但由于燒蝕磨損出現(xiàn)的失效現(xiàn)象始終無法避免。

1.2 評判標準

以上4種失效現(xiàn)象會導致身管及彈丸出現(xiàn)多種不能完成作戰(zhàn)目的的表現(xiàn)形式。在對身管進行研究設計時，需要進行壽命試驗對其壽命進行標定。壽命試驗即指以許可的戰(zhàn)斗發(fā)射速度發(fā)射，在其戰(zhàn)斗性能消失瞬間的發(fā)射彈數(shù)。各國的壽命終止標準大體相同，均從以下幾個方面考慮[3]：

1)初速下降量超過規(guī)定值;

2)彈丸飛行失穩(wěn)(如橫彈、近彈、彈帶削光等);

3)引信連續(xù)瞎火或彈丸彈道早炸;

4)立靶或地面密集度超過規(guī)定值。

一旦在射擊試驗中出現(xiàn)上述現(xiàn)象之一，則認為該身管已經(jīng)失效壽終。

1.3 判定方法

根據(jù)以上幾項失效標準判定當前的火炮壽命狀態(tài)并不方便，如觀測彈丸打擊目標時是否出現(xiàn)了橫彈或彈帶削光的情況就比較困難。為避免出現(xiàn)無法完成作戰(zhàn)或試驗任務，甚至發(fā)生炸膛等嚴重事故的情況，需要使用簡單易用且安全可靠的判定方法。

彈丸彈道性能逐漸下降的現(xiàn)象主要歸因于內膛的燒蝕磨損程度逐漸加劇。雖然燒蝕磨損由多種因素導致，但內彈道性能的改變直接與當前的燒蝕磨損程度有關。身管磨損最嚴重的地方在膛線靠近起始位置的陽線表面，且膛線起始部分的磨損量方便測量，因此普遍以膛線起始部的膛徑擴大量作為身管壽命的評價標準。如美國在對現(xiàn)有37～203 mm火炮進行壽命試驗后，提出當內膛起始部最大徑向磨損量達到初始內徑的3.5%～5%時，則彈道性能難以滿足要求，身管壽終。通過預測身管內徑燒蝕磨損量并建立其與身管最大射彈數(shù)之間的變化關系，即可對身管壽命問題開展機理、預測等方面研究。

我國把身管壽命終止時膛線起始部指定位置上的直徑測試值作為失效判定的度量標準，美國等西方國家將平均磨損率與該處的內膛表面最高溫度聯(lián)系起來，認為低于660 ℃時燒燭可以忽略不計，溫度在660～1 000 ℃之間時，燒蝕速率除以口徑的平方根值隨著溫度平穩(wěn)增長，距膛線起始部3～6 cm處為膛內溫度最高區(qū)域，定義該處內膛直徑擴大1.7%～2.0%時身管壽命終止。

1.4 失效規(guī)律

身管的壽終失效過程3個階段如圖1所示。

1)磨合階段：剛制造完成的全新火炮內膛表面存在微小的表面不平整現(xiàn)象，隨著十幾發(fā)到幾十發(fā)彈丸的發(fā)射，凹凸不平的地方逐漸磨平，火炮的射擊性能有時反而隨著使用次數(shù)增加有小幅度的提升。

2)穩(wěn)定損傷階段：經(jīng)過了前期發(fā)射，內膛狀態(tài)逐漸穩(wěn)定，開始在熱、化學和機械的作用下保持基本恒定的磨損率。該階段為持續(xù)時間最長的階段，也是檢測身管壽命的最佳時期。

3)劇烈磨損階段：隨著發(fā)射繼續(xù)，身管內膛損傷不斷增加，發(fā)射藥氣體由于密封不嚴，從空隙高速沖出，導致內壁被侵蝕狀況更加嚴重，火炮性能迅速惡化，出現(xiàn)各種失效現(xiàn)象，身管壽終。

身管內膛磨損沿軸向方向的各段磨損量也有明顯變化，變化規(guī)律如圖2所示。距膛線起始處大約1～1.5倍口徑長為最大損傷段，該處要經(jīng)歷彈帶擠進過程，受力較大，且距離藥室近；從最大損傷段末端到距膛線起始處大約10倍口徑處為次要損傷段，沿著膛線方向損傷量不斷減??；身管中段為均勻損傷段，損傷量較小且分布均勻；距炮口大約1.5～2倍口徑為炮口損傷段，損傷量比均勻損傷段稍大，且沿炮口方向損傷量略微增長。

1.5 測量設備

目前對身管內徑磨損量的測量設備主要有[4]：

1)AVL內徑測量系統(tǒng)：由奧地利AVL公司研制，能夠對測量數(shù)據(jù)實時處理，可同時測量陰、陽線內徑，測頭行程可滿足中小口徑火炮的測量需求，但難以滿足大口徑火炮的需求，且設備昂貴。

2)機械星型測徑儀：從蘇聯(lián)引進，已經(jīng)應用長達50年，主要由帶有刻度的直管、游標、定心環(huán)、微調螺母組成，使用簡便,測量可靠，但當膛內有嚴重損傷時無法準確定心，測試效率不高。

3)電感測徑儀：由內徑千分尺和電感傳感器組成，測量時徑向測量值通過彈簧加載的楔形體轉換為軸向測量值，再通過電感傳感器轉化為數(shù)字信號。該儀器無法測量陰線磨損，主要適合滑膛炮。

4)傘狀光柵測徑儀：由雙傘定心結構、窺膛傳感器、測徑傳感器、測試連接桿、軸向定位機構等組成，系統(tǒng)靈敏度和定心精度較高。

內徑磨損量測量技術需要研究的問題主要關注于傳感器和定心結構兩個方面，為提高測量精度和效率，測量方法及測量儀器在向測量方式非接觸化、測試功能多樣化、壽命預測準確化等幾個方向發(fā)展。

2 身管失效機理

2.1 壽命的定義

如上文所述，身管失效壽終的表現(xiàn)形式是多種多樣的，其成因也是綜合而復雜的。為便于開展研究，各研究者從不同的角度出發(fā)，分別闡述了各失效形式的發(fā)生機理，建立了不同的身管壽命定義：

1)彈道壽命：彈丸初速、膛壓等內彈道性能參數(shù)均隨火炮的射彈數(shù)變化，下降到一定程度后不能完成作戰(zhàn)任務。一些新型火炮的火控系統(tǒng)可以對彈丸初速下降量進行實時測量或預估，并對射擊諸元進行修正，矯正其射擊精度，但初速下降到一定程度后還會導致射程無法達到作戰(zhàn)要求。通常身管彈道壽命要在靶場試驗確定，作戰(zhàn)部隊難以進行檢測。

2)疲勞壽命：火炮射擊時身管內膛在綜合的交變應力反復作用后表面出現(xiàn)裂紋并生長，最終斷裂。隨著現(xiàn)代工藝水平增長，身管的疲勞壽命遠遠高于彈道壽命，因此，目前的研究重點大多以燒蝕磨損為主。但在燒蝕磨損的過程中，內膛表面也存在由于局部疲勞而出現(xiàn)的表層破壞剝離等現(xiàn)象，因此疲勞問題仍然不可忽視。

3)極限壽命：當發(fā)射出現(xiàn)彈帶削光、橫彈等失效現(xiàn)象時，對應的壽命即為極限壽命。極限狀態(tài)難以預測和檢測，基本不能用于部隊檢測，常在機理研究中作為彈道壽命的補充內容。

4)使用壽命：主要在部隊實際使用，在彈道、疲勞、極限壽命中較短者的基礎上規(guī)定提前量，在完成一定數(shù)量的發(fā)射數(shù)后即認為身管壽終。

5)經(jīng)濟壽命：在火炮后期損傷嚴重，其維護、保養(yǎng)和維修的費用與購置新炮相當時，壽命終止。

壽命測定以彈道壽命為基本標準，其最主要壽終的原因是高溫、高壓火藥氣體的燒蝕和彈丸對內膛表面的磨損。

2.2 燒蝕磨損現(xiàn)象

身管內膛破壞是各方面因素的綜合作用。通常，將冷熱循環(huán)和化學腐蝕作用下，表面出現(xiàn)龜裂和剝落的現(xiàn)象稱為燒蝕，將氣體沖刷、彈帶對膛線的摩擦及各種機械作用導致的內膛破壞稱為磨損。燒蝕磨損同時發(fā)生，難以明確區(qū)分。

在火炮發(fā)射一定發(fā)數(shù)后，特別是大口徑高膛壓火炮在僅發(fā)射十幾發(fā)后，就會在內膛表面生成龜裂紋；繼續(xù)發(fā)射則導致龜裂紋加長變粗且數(shù)量增加，同時出現(xiàn)沖刷溝和燒蝕坑，最后導致身管失效壽終。整個燒蝕磨損過程可以分為兩個階段[5]：

1)網(wǎng)裂：在膛線起始部分出現(xiàn)橫、縱向細紋，紋路彼此交叉形成小燒蝕網(wǎng)；隨著射彈數(shù)增多，小燒蝕網(wǎng)加長擴大，形成閉合的網(wǎng)狀裂紋，陽線導轉側棱角磨損，形成中燒蝕網(wǎng)；繼續(xù)發(fā)射后，裂紋繼續(xù)增長，變長變寬變深，形成大燒蝕網(wǎng)。網(wǎng)裂逐漸增長擴大的過程如圖3所示。

2)龜裂：網(wǎng)裂后繼續(xù)發(fā)射，各燒蝕網(wǎng)縱橫交錯，閉合裂紋加深，形成明顯的裂紋，并出現(xiàn)燒蝕坑和沖刷溝，導致內膛凹凸不平，最后發(fā)生局部斷裂、剝落乃至失效。燒蝕網(wǎng)裂紋的發(fā)展過程如圖4所示。

2.3 燒蝕磨損機理

各類研究普遍認為身管的燒蝕磨損主要由熱燒蝕、化學燒蝕和機械磨損3個方面因素引起。

2.3.1 熱燒蝕

熱因素在內膛燒蝕的過程中起主導作用，僅在其單獨作用下就會出現(xiàn)內膛表面軟化、熔化以及相變的現(xiàn)象。在射擊過程中，膛壓達到峰值時，內膛表面的溫度可達到1 270 ℃，但表層下0.5 mm處溫度只有50 ℃，產(chǎn)生極大的動態(tài)壓應力；發(fā)射后內膛快速冷卻，產(chǎn)生動態(tài)拉應力。交變應力反復作用導致裂紋形成。與此同時，內膛表面因高溫發(fā)生急劇相變，反復形成容易和火藥燃氣反應的奧氏體和脆性馬氏體，進一步加劇表面裂紋的形成和增長。即便身管內壁進行鍍鉻處理，在鉻層的下表面也會由于反復循環(huán)的熱作用出現(xiàn)變化層，導致鉻層不能被很好地支撐，最終鉻層龜裂失效。對熱燒蝕機理深入分析，可知存在以下兩類情況[6]：

1)當內膛表面溫度低于其材料熔點時，火藥氣體與內膛表面反應生成氧化皮并被高速氣流帶走。

2)當內膛表面溫度高于其材料熔點時，身管內膛表面發(fā)生材料融化并被火藥氣體沖刷掉。

內膛壁面溫度不一定與火藥燃氣溫度相同。當使用緩蝕劑等延壽技術時，則壁面溫度比燃氣溫度低；當彈帶出現(xiàn)漏氣現(xiàn)象時，氣體從空隙間高速流過，壁面的溫度比燃氣溫度高。

2.3.2 化學燒蝕

發(fā)射過程中，內膛表面還會跟火藥氣體發(fā)生化學反應?，F(xiàn)用的各類火藥在使用時都會發(fā)生氧化和滲碳等反應，生成FeO、FeC和FeN等鐵基化合物，導致內壁熔點下降，在發(fā)射溫度下局部熔化并被高速火藥氣體沖刷掉。由于滲碳等原因導致奧氏體熔點下降形成的“白層”可以在電鏡下清晰地觀測到。白層中生成鐵的碳化物和氧化物的反應本身就會強烈地放熱，更加速了膛壁的熔化和脫離。隨著射擊次數(shù)的增加，滲碳體和高含碳量的奧氏體逐漸增多，導致表面粒狀化并開裂，進一步加重滲碳的程度。

此外，滲氫導致的氫蝕、氫脆也是燒蝕的重要原因。如膛內的鐵和水反應生成氣態(tài)FeOH2，使內膛鋼材蒸發(fā)。Lawton認為氫蝕主要由于滲氫后氫原子與碳反應導致炮鋼脫碳[7]；Sopok等則認為炮鋼的組織間隙中滲氫會降低其強度和韌性并引起裂紋，H2S等產(chǎn)物也會對炮鋼基體造成不利影響[8]。

Kimura在研究中得到了發(fā)射藥中不同化學成分對身管的熱化學侵蝕程度排序[9]：

CO2>CO>H2O>H2>0>N2,

即CO2的腐蝕性最強，而N2具有保護作用。

2.3.3 機械磨損

彈丸發(fā)射開始時，在高壓火藥燃氣作用下擠入內膛，彈帶在陽線上刻槽并由陽線實現(xiàn)導向作用，發(fā)生嚴重的機械磨損；由于制造精度等原因，彈丸存在一定程度的偏心性，因此彈丸的定心部會與內膛壁面接觸并造成磨損；身管膛徑因燒蝕磨損不斷擴大，陽線頂部和導轉側被磨損，與彈帶接觸的面積減小且摩擦阻力增加，導致應力增大而使磨損更加嚴重；氣流中含有火藥氣體和內膛熔化、磨損沖刷下來的液態(tài)、固態(tài)生成物，也會進一步增加磨損。

熱燒蝕、化學侵蝕和機械磨損3個方面的因素并非各自單獨作用于膛內，而是共同作用并相互影響，綜合作用的燒蝕模型可如圖5所示。比如在內彈道過程中，彈帶與陽線導轉側發(fā)生機械磨損后，在另一側出現(xiàn)間隙，彈后的高壓燃氣以高達1 800 m/s的速度在間隙中通過，作用于已經(jīng)燒蝕的膛面，導致內膛表面的實際溫度進一步升高，在火藥燃氣還未達到炮鋼熔點時，內膛表面就出現(xiàn)熔化現(xiàn)象并被氣流帶走。因此，內膛的燒蝕磨損是由多方面因素綜合作用而出現(xiàn)的復雜現(xiàn)象。

3 身管壽命預測方法

由于身管失效機理是一個復雜的綜合過程，無法直接以身管壽命作為預測對象，當前的研究方法大多以徑向磨損量等與壽命相關的中間變量為橋梁進行預測。目前主要使用的方法分為兩類：基于內彈道、熔化層或者擠進過程等理論推導的預測模型，以及基于退化數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)外推的預測模型?；诶碚撏茖У念A測模型精確性較低，但不需要大量的實驗數(shù)據(jù)，成本較低；基于退化數(shù)據(jù)的預測模型普遍更加精確，但需要大量試驗數(shù)據(jù)，要花費較高的成本。二者中，以基于退化數(shù)據(jù)的預測模型的相關研究較多。

3.1 基于理論推導的預測模型

理論模型是在身管燒蝕機理或彈丸擠進過程的基礎之上，得到壽命降低過程中各變量之間的物理數(shù)學[10]。壁溫與燒蝕量之間的關系一直被認為是研究身管燒蝕模型的關鍵，如文獻[6]中，對內膛壁面出現(xiàn)材料融化等情況，基于半無限大物體假設和融化層理論模型，將文獻[11]的研究進一步完善，得到了身管內壁熔化層厚度的定量計算方法。

3.2 基于退化數(shù)據(jù)的預測模型

由于存在基本假設和近似處理等原因，基于理論推導的預測模型雖能給出身管燒蝕磨損量的變化趨勢，但精度往往不滿足需求。因此，通過射擊試驗得到的基于退化數(shù)據(jù)的預測模型更為常用。退化數(shù)據(jù)包括：內徑磨損量、藥室增長量、初速或膛壓下降量、密集度變化量以及射程或射高減小量等。因為便于測量、結果準確等原因，內徑磨損量得到廣泛應用。

基于退化數(shù)據(jù)的預測模型，是基于射擊試驗數(shù)據(jù)及壽命退化情況，使用各類方法擬合出二者間的變化關系，進而實現(xiàn)對其壽命進行預測的目的。目前使用和集中研究的方法主要有統(tǒng)計學預測法、灰色系統(tǒng)預測法、支持向量機預測法和蒙特卡洛預測法等。

3.2.1 統(tǒng)計學預測法

產(chǎn)品壽命隨時間變化呈近似指數(shù)變化關系，可用統(tǒng)計學中基于指數(shù)的分布進行較理想的擬合[12]，如Weibull分布用于描述磨損和老化現(xiàn)象，適用于身管壽命預測。但相比于其他機械產(chǎn)品而言，內彈道過程是瞬態(tài)過程，且每次發(fā)射膛內的燒蝕磨損量都處于非常小的數(shù)量級，對模型的要求較高，統(tǒng)計學預測法相對較難滿足要求。

3.2.2 蒙特卡洛預測法

蒙特卡洛方法對系統(tǒng)隨機變量進行抽樣，估算系統(tǒng)響應函數(shù)統(tǒng)計量求出問題的近似解，以較高的效率解決身管壽命預測中眾多因素帶來的不確定性問題[13]。但該方法需要預先確定影響因素和模型，并對大量參數(shù)進行隨機抽樣，但通過前文分析可以看到影響燒蝕磨損的因素很多且關系復雜，因此蒙特卡洛預測法仍存在難以解決的困難。

3.2.3 灰色系統(tǒng)預測法

灰色系統(tǒng)通過處理已知部分數(shù)據(jù)，掌握系統(tǒng)發(fā)展規(guī)律，實現(xiàn)預測的目的，可以有效解決小樣本數(shù)據(jù)和不確定性問題。通?；鹋谏鋼粼囼灢荒苓M行全壽命周期試驗，且存在多種不確定因素，非常適合使用灰色系統(tǒng)方法進行壽命預測?；疑到y(tǒng)預測法計算簡單，但對時序不等間距的數(shù)據(jù)不能反映其內在的發(fā)展規(guī)律，且算法魯棒性不好，雖然內插效果較好，但外推預測會隨著預測距離的增加而積累誤差。一些研究者通過改進在一定程度上解決了這樣的問題，但一般需要結合一些其他的方法，如神經(jīng)網(wǎng)絡算法，才能得到比較理想的結果[14]。

3.2.4 神經(jīng)網(wǎng)絡預測法

神經(jīng)網(wǎng)絡算法模仿動物的神經(jīng)行為進行分布式并行信息處理。運用神經(jīng)網(wǎng)絡的自適應能力對射擊試驗得到的壽命退化數(shù)據(jù)進行學習，可實現(xiàn)身管剩余壽命的預測。各類神經(jīng)網(wǎng)絡方法中，具有良好的非線性逼近能力和泛化能力的BP神經(jīng)網(wǎng)絡模型廣泛應用于身管壽命預測中，如文獻[15]將BP模型用于坦克炮身管壽命預測中，結果與試驗相吻合。神經(jīng)網(wǎng)絡預測法比灰色系統(tǒng)預測法計算量稍大，且需要足夠的樣本量進行學習，但預測精度理想，不受數(shù)據(jù)的不等間隔性等問題的影響。

3.2.5 支持向量機預測法

支持向量機通過定義內積函數(shù)可以將非線性問題轉化為線性問題，采用結構風險最小化原則提高了泛化能力，具有較高的預測精度，能解決非線性、小樣本和高維度的難題，適于進行身管壽命預測問題。如結合最小二乘法思想的最小二乘支持向量機得到了廣泛的使用，并應用到了坦克身管壽命預測中[16]。但支持向量機是借助二次規(guī)劃來求解支持向量，因而對大規(guī)模訓練樣本難以實施。另外，目前對回歸向量分類機的研究較多，但對于身管壽命預測所使用的支持向量回歸機的理論研究還不足夠完善。

3.2.6 壽命預測研究的發(fā)展方向

以上各類方法的研究均取得了較理想的結果，但也都存在由方法本身所決定的難以解決的缺陷。因此，當前階段研究的重點方向是對各類方法進行融合，結合不同模型的優(yōu)點得到組合模型，對退化數(shù)據(jù)的發(fā)展趨勢、預測殘差、精度修正等進行綜合求解。如文獻[14]將灰色理論與神經(jīng)網(wǎng)絡相結合，文獻[17]將隨機有限元法與蒙特卡洛法相結合等，均能得到比各方法單獨使用時更理想的預測結果。

3.3 等效全裝藥換算方法

在火炮實際使用的過程中，除了以正裝藥按照規(guī)定射速進行射擊外，還會使用強裝藥和減裝藥、進行連續(xù)射擊、發(fā)射不同的彈種等，此時身管的剩余壽命與已射擊次數(shù)之間的關系會發(fā)生顯著改變。在這種情況下，需要建立不同射擊條件下的壽命與標準條件下壽命的換算關系，將身管壽命表征參數(shù)統(tǒng)一為標準條件。我國現(xiàn)行的火炮身管壽命等效全裝藥當量折算系數(shù)根據(jù)GJB 2975—1997制定，等效全裝藥系數(shù)為

Ki=[Vi/V0]×[Pi/P]1.4.

(1)

該公式在原美國等效全裝藥系數(shù)修正公式基礎上，對裝藥量、發(fā)射藥爆溫等因素進行簡化，實際誤差較大，不具備指導性。如某155 mm火炮強裝藥射擊底凹彈的等效全裝藥系數(shù)按公式折算為1.25，但根據(jù)實際磨損量計算得到的折算系數(shù)可達1.7以上。文獻[18]分析了身管燒蝕磨損的過程，提出了一種基于膛線起始點輸入的總熱量和膛內輸入總壓力的等效全裝藥換算方法，算例結果與實際值基本一致，與傳統(tǒng)的方法相比有較大改進。文獻[14]對預測模型進行了補充修正。后續(xù)關于等效全裝藥換算的研究未見更多報道。

4 結束語

火炮發(fā)射是各方面因素綜合作用的復雜過程，發(fā)射過程中膛內的惡劣環(huán)境造成身管內壁燒蝕、磨損、疲勞等現(xiàn)象，使身管逐漸壽終。身管的壽終機理及壽命預測是一直存在的難題，也是火炮延壽技術的基礎。我國各型火炮在性能上已位列世界前列，但火炮的壽命仍與美國為首的西方先進國家有較大差距，火炮壽終機理、預測及延壽手段等研究仍需進一步深化。筆者對現(xiàn)階段關于火炮身管的壽終機理和壽命預測這兩方面內容進行了全面總結，為身管壽命方面的下一步研究提供了參考。