无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析

D0L:10.13374/.issn1001-053x.2012.s1.015 第34卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.34 Suppl.1 2012年6月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jun.2012 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 宁玫庄刚窦志超李志群 天津钢管集团股份有限公司，天津300301 ☒通信作者，E-mail:nmtpco@126.com 摘要对无缝钢管产品水压实验过程中发生的9例典型爆裂事故产生原因进行了宏观和微观综合分析.结果表明：引发钢 管产品水压实验爆裂均与管体局部存在某种缺陷有关.连铸坯缺陷包括表面裂纹、表面存在保护渣和增碳、表面渗铜、中心偏 析和内部夹杂物偏聚等：轧管缺陷包括表面划伤、壁厚不均和偏薄等：管加工缺陷包括表面淬火裂纹、热处理组织异常、屈服 强度偏低、管端螺纹加工精度差等.针对分析结果，提出了改进措施 关键词连铸：坯料：无缝钢管：裂纹：折叠；夹杂 分类号TG142.1 Analysis of reasons for bursting of seamless pipe production in hydraulic tests NING Mei,ZHUANG Gang,DOU Zhi-chao,LI Zhi-qun Tianjin Pipe Group Corporation,Tianjin,300301 Corresponding author,E-mail:nmtpco@126.com ABSTRACT Macroscopic and microscopic analyses were conducted for 9 typical bursting incidents in hydraulic tests of seamless pipe production.The analysis results show that bursting in the hydraulic tests is always related to some defects existing in some parts of pipes.Defects in continuous casting billets include surface cracks,surface slag and surface carburetion,surface copper infiltration, central segregation and internal inclusion segregation,etc.Defects existing in hot rolled pipes include surface scratches,ununiformity or reduction of wall thickness,and so on.Defects caused by tube processing include surface quench cracks,abnormal microstructure, low yield strength and low precision of thread machining of pipe ends.Suggestions for improvements are also provided according to the analysis results. KEY WORDS continuous casting;billets:seamless pipes:cracks:folding:inclusions 无缝钢管产品多使用在重要场合，产品质量优 在用户制作气瓶后和液压支架管在用户制作液压缸 劣直接影响到其服役过程中的使用寿命和安全性， 后，也要进行承压实验.钢管产品水压实验过程中 尤其是一些承压产品，如石油套管、气瓶管和液压支 发生异常爆裂，往往与钢管局部存在某种缺陷有关. 架管等对使用性和安全性要求更高).如果一支 通过对钢管缺陷的分析，确定缺陷的性质和产生的 套管出现问题，可能导致一口油井报废，往往损失几 工艺环节，将其反馈给生产厂，协助生产厂查找生产 十万甚至数百万元：而气瓶管和支架管出现质量问 工艺异常情况，对避免和杜绝钢管产品水压实验爆 题其危害性更大，它造成的不仅仅是经济损失，还可 裂事故的再次发生具有重要意义. 能涉及到人身安全问题.因此，为了保证钢管使用 1实验材料和方法 的安全性和可靠性，油套管出厂前要逐支进行水压 实验，检查钢管在规定压力下保压时间内有无渗漏 1.1实验材料 或出汗现象，以考核钢管的整体承压能力，并消除部 实验分析钢管是采用热连轧管机组生产的油套 分管体残余应力，从而保证钢管的使用性能：气瓶管 管和气瓶管在水压实验时爆裂的样管.其中：套管 收稿日期：201202-22

第 34 卷 增刊 1 2012 年 6 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 34 Suppl． 1 Jun． 2012 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 宁 玫 庄 刚 窦志超 李志群 天津钢管集团股份有限公司，天津 300301 通信作者，E-mail: nmtpco@ 126． com 摘 要 对无缝钢管产品水压实验过程中发生的 9 例典型爆裂事故产生原因进行了宏观和微观综合分析． 结果表明: 引发钢 管产品水压实验爆裂均与管体局部存在某种缺陷有关． 连铸坯缺陷包括表面裂纹、表面存在保护渣和增碳、表面渗铜、中心偏 析和内部夹杂物偏聚等; 轧管缺陷包括表面划伤、壁厚不均和偏薄等; 管加工缺陷包括表面淬火裂纹、热处理组织异常、屈服 强度偏低、管端螺纹加工精度差等． 针对分析结果，提出了改进措施． 关键词 连铸; 坯料; 无缝钢管; 裂纹; 折叠; 夹杂 分类号 TG142. 1 Analysis of reasons for bursting of seamless pipe production in hydraulic tests NING Mei ，ZHUANG Gang，DOU Zhi-chao，LI Zhi-qun Tianjin Pipe Group Corporation，Tianjin，300301 Corresponding author，E-mail: nmtpco@ 126． com ABSTRACT Macroscopic and microscopic analyses were conducted for 9 typical bursting incidents in hydraulic tests of seamless pipe production． The analysis results show that bursting in the hydraulic tests is always related to some defects existing in some parts of pipes． Defects in continuous casting billets include surface cracks，surface slag and surface carburetion，surface copper infiltration， central segregation and internal inclusion segregation，etc． Defects existing in hot rolled pipes include surface scratches，ununiformity or reduction of wall thickness，and so on． Defects caused by tube processing include surface quench cracks，abnormal microstructure， low yield strength and low precision of thread machining of pipe ends． Suggestions for improvements are also provided according to the analysis results． KEY WORDS continuous casting; billets; seamless pipes; cracks; folding; inclusions 收稿日期: 2012--02--22 无缝钢管产品多使用在重要场合，产品质量优 劣直接影响到其服役过程中的使用寿命和安全性， 尤其是一些承压产品，如石油套管、气瓶管和液压支 架管等对使用性和安全性要求更高［1--3］． 如果一支 套管出现问题，可能导致一口油井报废，往往损失几 十万甚至数百万元; 而气瓶管和支架管出现质量问 题其危害性更大，它造成的不仅仅是经济损失，还可 能涉及到人身安全问题． 因此，为了保证钢管使用 的安全性和可靠性，油套管出厂前要逐支进行水压 实验，检查钢管在规定压力下保压时间内有无渗漏 或出汗现象，以考核钢管的整体承压能力，并消除部 分管体残余应力，从而保证钢管的使用性能; 气瓶管 在用户制作气瓶后和液压支架管在用户制作液压缸 后，也要进行承压实验． 钢管产品水压实验过程中 发生异常爆裂，往往与钢管局部存在某种缺陷有关． 通过对钢管缺陷的分析，确定缺陷的性质和产生的 工艺环节，将其反馈给生产厂，协助生产厂查找生产 工艺异常情况，对避免和杜绝钢管产品水压实验爆 裂事故的再次发生具有重要意义． 1 实验材料和方法 1. 1 实验材料 实验分析钢管是采用热连轧管机组生产的油套 管和气瓶管在水压实验时爆裂的样管． 其中: 套管 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2012.s1.015

·96· 北京科技大学学报 第34卷 材料为锰钢、锰钒钢和铬钼钢：气瓶管材料为锰钢和 2结果分析和讨论 铬钼钢. 1.2实验方法 2.1浇注温度偏高造成钢水二次氧化 采用光谱仪和气体分析设备进行化学成分分 以钢级为N801、规格为139.7mm×7.72mm 析.采用德国蔡司A1M型万能光学显微镜对样品 的套管为例. 的缺陷形貌、显微组织、夹杂物形态、氧化脱碳情况 宏观特征：裂纹沿钢管纵向开裂，开裂长度多在 等进行观察分析.采用德国蔡司EV050XVP型扫 600mm以上，开裂部位裂口向外膨胀.从中间开裂 描电镜进行缺陷断口形貌分析.采用美国EDAX公 部位取样观察，断面为斜面，管子外壁约占1/3壁厚 司Apollo40型能谱仪进行夹杂物成分分析和微区 是轧管过程形成的折叠，从中部至内壁为水压过程 成分分析 裂纹扩展撕裂开的新鲜断口（见图1） a 图1套管水压实验爆裂裂口()和管子表面折叠缺陷及内部扩展裂纹韧性断口()宏观形貌 Fig.I Macroscopic photos of (a)burst split in casing hydraulic test,(b)folding in the surface of pipes and ductile fracture with intemal extended cracks 微观特征：外表面折叠缺陷周围及延伸部位有 沿晶分布的网状氧化物（见图2）.外表面折叠周围 有严重的氧化脱碳.电镜下观察断口发现：爆裂处 的外壁折叠部位有大量夹杂偏聚而形成木纹状断 口，木纹中聚集了大量的条块状夹杂物，经能谱分析 这些夹杂物是以铁、锰硅酸盐为主的复合氧化物 (见图3) 爆裂原因：经查此炉钢为开浇炉，浇注温度偏 50m 高，造成钢水二次氧化，在连铸坯中形成了大量的硅 酸盐夹杂一.锰和硅都是强化铁素体的元素，但是 图2折叠周围网状氧化物形貌 Fig.2 Morphology of reticular oxides around the folding 裂纹通过的铁素体带由于铁锰硅酸盐夹杂的形成， 使铁素体带中的锰和硅的含量降低到原含量的1/4 利条件，造成轧管过程产生较深的折叠缺陷)，在 左右，导致铁素体带强度降低.另外，氧化物呈网 水压应力的作用下，折叠尾部由于应力集中导致裂 状沿晶分布，降低钢的晶界强度，成为裂纹扩展的有 纹向内部扩展而爆裂 1637 b 326 0 994 663 331 34 20m 0 能量keV 图3套管开裂源部位木纹断口上硅酸盐夹杂()和能谱定性分析结果(b) Fig.3 Silicate inclusions on the wood grain fracture of casting cracking source and the EDS analyzing result

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 材料为锰钢、锰钒钢和铬钼钢; 气瓶管材料为锰钢和 铬钼钢． 1. 2 实验方法 采用光谱仪和气体分析设备进行化学成分分 析． 采用德国蔡司 A1M 型万能光学显微镜对样品 的缺陷形貌、显微组织、夹杂物形态、氧化脱碳情况 等进行观察分析． 采用德国蔡司 EVO 50XVP 型扫 描电镜进行缺陷断口形貌分析． 采用美国 EDAX 公 司 Apollo 40 型能谱仪进行夹杂物成分分析和微区 成分分析． 2 结果分析和讨论 2. 1 浇注温度偏高造成钢水二次氧化 以钢级为 N801、规格为 139. 7 mm × 7. 72 mm 的套管为例． 宏观特征: 裂纹沿钢管纵向开裂，开裂长度多在 600 mm 以上，开裂部位裂口向外膨胀． 从中间开裂 部位取样观察，断面为斜面，管子外壁约占 1 /3 壁厚 是轧管过程形成的折叠，从中部至内壁为水压过程 裂纹扩展撕裂开的新鲜断口( 见图 1) ． 图 1 套管水压实验爆裂裂口( a) 和管子表面折叠缺陷及内部扩展裂纹韧性断口( b) 宏观形貌 Fig． 1 Macroscopic photos of ( a) burst split in casing hydraulic test，( b) folding in the surface of pipes and ductile fracture with internal extended cracks 图 3 套管开裂源部位木纹断口上硅酸盐夹杂( a) 和能谱定性分析结果( b) Fig． 3 Silicate inclusions on the wood grain fracture of casting cracking source and the EDS analyzing result 微观特征: 外表面折叠缺陷周围及延伸部位有 沿晶分布的网状氧化物( 见图 2) ． 外表面折叠周围 有严重的氧化脱碳． 电镜下观察断口发现: 爆裂处 的外壁折叠部位有大量夹杂偏聚而形成木纹状断 口，木纹中聚集了大量的条块状夹杂物，经能谱分析 这些夹杂物是以铁、锰硅酸盐为主的复合氧化物 ( 见图 3) ． 爆裂原因: 经查此炉钢为开浇炉，浇注温度偏 高，造成钢水二次氧化，在连铸坯中形成了大量的硅 酸盐夹杂［4--5］． 锰和硅都是强化铁素体的元素，但是 裂纹通过的铁素体带由于铁锰硅酸盐夹杂的形成， 使铁素体带中的锰和硅的含量降低到原含量的 1 /4 左右，导致铁素体带强度降低［6］． 另外，氧化物呈网 状沿晶分布，降低钢的晶界强度，成为裂纹扩展的有 图 2 折叠周围网状氧化物形貌 Fig． 2 Morphology of reticular oxides around the folding 利条件，造成轧管过程产生较深的折叠缺陷［7］，在 水压应力的作用下，折叠尾部由于应力集中导致裂 纹向内部扩展而爆裂． ·96·

增刊1 宁玫等：无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 ·97 2.2连铸坯表面存在保护渣 端延伸部位可见明显的折叠缺陷.从爆裂裂口中间 以钢级为P110、规格为Φ139.7mm×9.17mm 开裂源部位取样观察，外表面断口为斜面，断口呈黑 的套管为例. 灰色，这部分断口是轧管过程形成的折叠缺陷，深度 宏观特征：裂纹沿钢管纵向开裂，开裂长度在 约3mm左右：从中部至内壁为打压过程裂纹扩展撕 500mm以上，肉眼观察开裂裂纹中间部位及裂纹两 裂开的新鲜断口（见图4） a 图4套管打压实验爆裂裂纹和断口宏观形貌 Fig.4 Macroscopic photos of (a)burst split in casing's hydraulic test burst and (b)its fracture 微观特征：管子表面折叠中有黑灰色块状物偏 为主，并含部分氧化钠、氧化铝、氧化钾、氧化锰、氧 聚（见图5）：折叠缺陷周围有明显增碳现象（见图 化铁的复合氧化物，能谱定量分析结果见表1.由化 6).经能谱分析发现，折叠中的块状物是以硅酸钙 学组成判断，折叠中的块状物是混入钢中的保护渣. (a) 3.8b Ca 29 1.0 a KA 0 50m 6 能量keV 图5折叠中黑灰色块状物()和能谱定性分析结果(b) Fig.5 Black block inclusions in the folding and EDS analyzing result 爆裂原因：连铸坯表面局部混入保护渣，造成连 铸坯表面局部增碳和产生微裂纹)，导致轧管过 程产生折叠缺陷.后续热处理和矫直过程中折叠向 内部扩展，减少管子的有效受力面积，在打压应力的 作用下，裂纹向内部扩展而产生爆裂 2.3连铸坯有害元素偏高、产生表面裂纹 钢中有害元素(Pb、Sn、As、Sb、Bi、Cu等)是由 400m 废钢及各种原材料带入的，在钢水治炼过程中不能 图6横截面折叠周围增碳组织低倍形貌 去除，如果含量过高，钢水凝固过程中将在晶界上产 Fig.6 Microstructure of carburizing structure around the folding 生偏析，造成恶劣影响@. 如连铸坯由于Pb质量 表1折叠缺陷中块状保护渣能谱定量分析结果（质量分数） Table 1 EDS analyzing result of the mould powder in the folding defect 0 Na Mg Al Si 个 Ca Mn Fe 30.74 9.48 4.52 6.06 29.08 1.17 18.51 0.58 2.01 1.82 分数高达431×10-6，造成铸坯纵裂全炉报废；又如 430×10-6,造成整炉纵裂废品. 连铸坯b质量分数达100×10-6、Sn质量分数达 有时，五害元素偏析虽未造成铸坯表面开裂，但

增刊 1 宁 玫等: 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 2. 2 连铸坯表面存在保护渣 以钢级为 P110、规格为 139. 7 mm × 9. 17 mm 的套管为例． 宏观特征: 裂纹沿钢管纵向开裂，开裂长度在 500 mm 以上，肉眼观察开裂裂纹中间部位及裂纹两 端延伸部位可见明显的折叠缺陷． 从爆裂裂口中间 开裂源部位取样观察，外表面断口为斜面，断口呈黑 灰色，这部分断口是轧管过程形成的折叠缺陷，深度 约 3 mm 左右; 从中部至内壁为打压过程裂纹扩展撕 裂开的新鲜断口( 见图 4) ． 图 4 套管打压实验爆裂裂纹和断口宏观形貌 Fig． 4 Macroscopic photos of ( a) burst split in casing’s hydraulic test burst and ( b) its fracture 微观特征: 管子表面折叠中有黑灰色块状物偏 聚( 见图 5) ; 折叠缺陷周围有明显增碳现象( 见图 6) ． 经能谱分析发现，折叠中的块状物是以硅酸钙 为主，并含部分氧化钠、氧化铝、氧化钾、氧化锰、氧 化铁的复合氧化物，能谱定量分析结果见表 1． 由化 学组成判断，折叠中的块状物是混入钢中的保护渣． 图 5 折叠中黑灰色块状物( a) 和能谱定性分析结果( b) Fig． 5 Black block inclusions in the folding and EDS analyzing result 图 6 横截面折叠周围增碳组织低倍形貌 Fig． 6 Microstructure of carburizing structure around the folding 爆裂原因: 连铸坯表面局部混入保护渣，造成连 铸坯表面局部增碳和产生微裂纹［8--9］，导致轧管过 程产生折叠缺陷． 后续热处理和矫直过程中折叠向 内部扩展，减少管子的有效受力面积，在打压应力的 作用下，裂纹向内部扩展而产生爆裂． 2. 3 连铸坯有害元素偏高、产生表面裂纹 钢中有害元素( Pb、Sn、As、Sb、Bi、Cu 等) 是由 废钢及各种原材料带入的，在钢水冶炼过程中不能 去除，如果含量过高，钢水凝固过程中将在晶界上产 生偏析，造成恶劣影响［10］． 如连铸坯由于 Pb 质量 表 1 折叠缺陷中块状保护渣能谱定量分析结果( 质量分数) Table 1 EDS analyzing result of the mould powder in the folding defect % O Na Mg Al Si K Ca Ti Mn Fe 30. 74 9. 48 4. 52 6. 06 29. 08 1. 17 18. 51 0. 58 2. 01 1. 82 分数高达 431 × 10 － 6 ，造成铸坯纵裂全炉报废; 又如 连铸坯 Sb 质量分数达 100 × 10 － 6 、Sn 质量分数达 430 × 10 － 6 ，造成整炉纵裂废品． 有时，五害元素偏析虽未造成铸坯表面开裂，但 ·97·

·98· 北京科技大学学报 第34卷 由于五害元素的氧化位能比铁元素的低而不易被氧 化，管坯加热过程中表面形成大量的氧化铁皮，随着 氧化铁皮的不断增厚，五害元素不断地被排挤到金 属基体中去，使管坯表面晶界处富集更多的低熔点 有害元素，导致晶界进一步弱化，高温加热时促使管 坯表面开裂氧化，穿孔和轧管后在管子表面形成细 小的网状裂纹缺陷，宏观形貌见图7.解剖后对横截 200m 面进行观察发现：裂纹沿晶开裂，网状裂纹深度约 图8轧管横截面外壁网状裂纹微观形貌 1~5mm不等，网状裂纹横截面形貌见图8. Fig.8 Microscopic photo of reticular crack on the cross section of the pipe 以钢级为P110、规格为244.48mm× 11.99mm的套管为例. 宏观特征：裂纹多沿钢管纵向开裂，开裂长度在 1000mm以上，开裂源部位钢管向外膨胀.中间开 裂源部位呈破碎状，外表面断面为斜面，管子外壁约 占1/3壁厚是轧管过程形成的折叠，从中部至内壁 图7轧管表面网状裂纹宏观形貌 为撕裂开的新鲜断口（打压过程裂纹扩展撕裂部 Fig.7 Macroscopic photo of reticular crack on the rolled pipe surface 分)，见图9 图9套管打压试验爆裂裂纹宏观形貌 Fig.9 Macroscopic photo of burst split in casing hydraulic test 微观特征：表面开口折叠裂纹周围有氧化脱碳， 开裂源部位所取样品外表面折叠裂纹和内部扩展裂 纹局部形貌见图10.开裂源部位断口经能谱微区定 性定量分析发现，晶界上有Sn、As、Cu元素偏析，总 和高达2000×10-6以上.化学成分分析表明，虽然 钢中S、P总体含量水平不高，但S、P元素本身沿晶 偏析倾向及与其它有害元素互作用的倾向较大，在 200um 晶界上也产生了偏析，促使龟裂的产生并加重其 图10表面折叠周围氧化脱碳组织局部形貌 危害。 Fig.10 Photo of oxidizing decarbonizing microstructure around the 爆裂原因：由于连铸坯中有害元素Sn、As、Cu folding 含量偏高，这些有害元素是易偏析和低熔点元素，它 们易在晶界处偏聚，并在晶界上形成低熔点薄膜，降 的管体部位产生爆裂 低钢的晶界强度和高温塑性，成为裂纹开裂和扩展 2.4连铸坯表面渗铜产生铜脆裂纹 的有利通道，导致管坯加热过程和后续轧管过程产 有害元素Cu的熔点较低(1083℃)，若钢中Cu 生折叠裂纹缺陷，水压试验过程折叠缺陷尖瑞产生 含量较高，会发生C山向晶界渗透，引起晶界脆化导 应力集中，促使裂纹快速向内部扩展，最终在最薄弱 致裂纹产生.这种裂纹在连铸坯上一般呈星状或龟

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 由于五害元素的氧化位能比铁元素的低而不易被氧 化，管坯加热过程中表面形成大量的氧化铁皮，随着 氧化铁皮的不断增厚，五害元素不断地被排挤到金 属基体中去，使管坯表面晶界处富集更多的低熔点 有害元素，导致晶界进一步弱化，高温加热时促使管 坯表面开裂氧化，穿孔和轧管后在管子表面形成细 小的网状裂纹缺陷，宏观形貌见图 7． 解剖后对横截 面进行观察发现: 裂纹沿晶开裂，网状裂纹深度约 1 ～ 5 mm 不等，网状裂纹横截面形貌见图 8． 图 7 轧管表面网状裂纹宏观形貌 Fig． 7 Macroscopic photo of reticular crack on the rolled pipe surface 图 8 轧管横截面外壁网状裂纹微观形貌 Fig． 8 Microscopic photo of reticular crack on the cross section of the pipe 以 钢 级 为 P110、规 格 为 244. 48 mm × 11. 99 mm的套管为例． 宏观特征: 裂纹多沿钢管纵向开裂，开裂长度在 1 000 mm 以上，开裂源部位钢管向外膨胀． 中间开 裂源部位呈破碎状，外表面断面为斜面，管子外壁约 占 1 /3 壁厚是轧管过程形成的折叠，从中部至内壁 为撕裂开的新鲜断口( 打压过程裂纹扩展撕裂部 分) ，见图 9． 图 9 套管打压试验爆裂裂纹宏观形貌 Fig． 9 Macroscopic photo of burst split in casing hydraulic test 微观特征: 表面开口折叠裂纹周围有氧化脱碳， 开裂源部位所取样品外表面折叠裂纹和内部扩展裂 纹局部形貌见图 10． 开裂源部位断口经能谱微区定 性定量分析发现，晶界上有 Sn、As、Cu 元素偏析，总 和高达 2 000 × 10 － 6 以上． 化学成分分析表明，虽然 钢中 S、P 总体含量水平不高，但 S、P 元素本身沿晶 偏析倾向及与其它有害元素互作用的倾向较大，在 晶界上也产生了偏析，促使龟裂的产生并加重其 危害． 爆裂原因: 由于连铸坯中有害元素 Sn、As、Cu 含量偏高，这些有害元素是易偏析和低熔点元素，它 们易在晶界处偏聚，并在晶界上形成低熔点薄膜，降 低钢的晶界强度和高温塑性，成为裂纹开裂和扩展 的有利通道，导致管坯加热过程和后续轧管过程产 生折叠裂纹缺陷，水压试验过程折叠缺陷尖端产生 应力集中，促使裂纹快速向内部扩展，最终在最薄弱 图 10 表面折叠周围氧化脱碳组织局部形貌 Fig． 10 Photo of oxidizing decarbonizing microstructure around the folding 的管体部位产生爆裂． 2. 4 连铸坯表面渗铜产生铜脆裂纹 有害元素 Cu 的熔点较低( 1 083 ℃ ) ，若钢中 Cu 含量较高，会发生 Cu 向晶界渗透，引起晶界脆化导 致裂纹产生． 这种裂纹在连铸坯上一般呈星状或龟 ·98·

增刊1 宁玫等：无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 ·99· 裂状，在有氧化铁皮覆盖的情况下难于发现，但在后 微观特征：断口为沿晶开裂，能谱分析结果表明 续的轧管过程中可能扩展成横向裂纹. 断口上的深褐色异物是金属铜（见图12）.化学分 宏观特征：气瓶管制作成气瓶后要进行打压实 析结果表明：气瓶管的各种元素含量正常，基体中铜 验，其中一支气瓶打压开裂断口宏观形貌见图11. 含量水平不高.由此判断断口上和沿晶裂纹中大量 肉眼可见断口上有深褐色异物，内壁约1/5壁厚是 的金属铜聚集不是连铸坯本身铜含量偏高造成的， 新鲜断口. 而是外来的铜局部渗入造成的. 爆裂原因：连铸过程中的关键设备结晶器由紫 铜制造，结晶器的内表面镀铬（厚度一般几十微 米)，防止连铸坯坯壳直接与铜壁接触渗入而形成 表面横向、星状裂纹.结晶器使用一段时间后，内表 面镀铬层将被逐渐磨损，如果结晶器更换不及时，某 些磨损严重的部位铜壁暴露出来与连铸坯坯壳直接 接触，结晶器的金属铜因摩擦涂抹转移到坯壳表面 形成一层沉积铜，在坯壳表面1200~1400℃的高温 图11气瓶开裂横向断口宏观形貌 Fig.11 Macroscopic photo of cross fracture of the cracking cylinder 和拉坯应力的共同作用下，金属铜熔化（纯铜的熔 3607- a (b) mapping of Cu 2885 Cu 2164 1442 0 0.51.01.52.02.53.0 10m 能量eV 图12沿品开裂断口形貌()、能谱定性分析(b)和铜元素沿品分布的面分布图(c) Fig.12 Fracture morphology of intergranular cracking (a),EDS analysis (b)and distribution map of Cu element (c) 点为1083℃)并沿一次晶粒边界向内部扩散，由于 产规格为中140mm的6.7L高压气瓶，该气瓶工作 铜在钢中的溶解度较低，在晶界处形成低熔点的液 压力l5MPa,水压试验压力为22.5MPa,保压1min, 相薄膜，降低晶间结合力和高温塑性，增加钢的热脆 逐支做水压实验，无泄漏和瓶体无变形为合格.其 性和开裂敏感性而产生沿晶热裂.在轧管的高 中一支气瓶在进行水压实验时，保压时间内瓶体破 温和应力作用下，液态的铜浸润晶界，导致轧管表面 裂，破口为塑性断口. 形成横裂.断口特征表明该产品的有效承载面积仅 宏观特征：打压爆裂气瓶约500mm长，爆裂部 剩内壁1/5壁厚区域，受力后必然产生爆裂 位的裂纹开口约300mm长，中间裂口部位由于塑性 2.5连铸坯芯部成分偏析和夹杂物偏聚 变形而呈明显凸起状，断口呈浅灰色韧性断裂形态 采用规格为中140mm×4.5mm无缝气瓶管生 (见图13). 5525 图13打压爆裂气瓶裂纹宏观形貌 Fig.13 Macroscopic photo of the crack of the bulged eylinder

增刊 1 宁 玫等: 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 裂状，在有氧化铁皮覆盖的情况下难于发现，但在后 续的轧管过程中可能扩展成横向裂纹． 宏观特征: 气瓶管制作成气瓶后要进行打压实 验，其中一支气瓶打压开裂断口宏观形貌见图 11． 肉眼可见断口上有深褐色异物，内壁约 1 /5 壁厚是 新鲜断口． 图 11 气瓶开裂横向断口宏观形貌 Fig． 11 Macroscopic photo of cross fracture of the cracking cylinder 微观特征: 断口为沿晶开裂，能谱分析结果表明 断口上的深褐色异物是金属铜( 见图 12) ． 化学分 析结果表明: 气瓶管的各种元素含量正常，基体中铜 含量水平不高． 由此判断断口上和沿晶裂纹中大量 的金属铜聚集不是连铸坯本身铜含量偏高造成的， 而是外来的铜局部渗入造成的． 爆裂原因: 连铸过程中的关键设备结晶器由紫 铜制造，结晶器的内表面镀铬( 厚度一般几十微 米) ，防止连铸坯坯壳直接与铜壁接触渗入而形成 表面横向、星状裂纹． 结晶器使用一段时间后，内表 面镀铬层将被逐渐磨损，如果结晶器更换不及时，某 些磨损严重的部位铜壁暴露出来与连铸坯坯壳直接 接触，结晶器的金属铜因摩擦涂抹转移到坯壳表面 形成一层沉积铜，在坯壳表面 1200 ～ 1400 ℃的高温 和拉坯应力的共同作用下，金属铜熔化( 纯铜的熔 图 12 沿晶开裂断口形貌( a) 、能谱定性分析( b) 和铜元素沿晶分布的面分布图( c) Fig． 12 Fracture morphology of intergranular cracking ( a) ，EDS analysis ( b) and distribution map of Cu element ( c) 点为 1 083 ℃ ) 并沿一次晶粒边界向内部扩散，由于 铜在钢中的溶解度较低，在晶界处形成低熔点的液 相薄膜，降低晶间结合力和高温塑性，增加钢的热脆 性和开裂敏感性而产生沿晶热裂［11］． 在轧管的高 温和应力作用下，液态的铜浸润晶界，导致轧管表面 形成横裂． 断口特征表明该产品的有效承载面积仅 剩内壁 1 /5 壁厚区域，受力后必然产生爆裂． 2. 5 连铸坯芯部成分偏析和夹杂物偏聚 采用规格为 140 mm × 4. 5 mm 无缝气瓶管生 产规格为 140 mm 的 6. 7 L 高压气瓶，该气瓶工作 压力 15 MPa，水压试验压力为 22. 5 MPa，保压 1 min， 逐支做水压实验，无泄漏和瓶体无变形为合格． 其 中一支气瓶在进行水压实验时，保压时间内瓶体破 裂，破口为塑性断口． 宏观特征: 打压爆裂气瓶约 500 mm 长，爆裂部 位的裂纹开口约 300 mm 长，中间裂口部位由于塑性 变形而呈明显凸起状，断口呈浅灰色韧性断裂形态 ( 见图 13) ． 图 13 打压爆裂气瓶裂纹宏观形貌 Fig． 13 Macroscopic photo of the crack of the bulged cylinder ·99·

·100· 北京科技大学学报 第34卷 微观特征：气瓶管体内壁组织呈明显的带状分 间部分较粗糙，呈深灰色，这是矫直过程中凹沟底部 布，管体内表面有0.20mm深的脱碳层（见图14). 裂纹的扩展部分；外壁部位的断口呈浅灰色，这是水 将断口样品进行电镜观察：裂纹从气瓶管体的内表 压过程爆裂的新鲜断口（见图18）. 面开裂，管体爆裂中间开裂源部位的断口形貌呈木 纹状，木纹中有硫化物夹杂偏聚（见图15） 图16管打压爆裂管纵向裂纹宏观形貌图 Fig.16 Macroscopic photo of the longitudinal crack on the bulged eylinder 100m 图14：爆裂管内壁脱碳层和带状组织形貌 Fig.14 Decarbonizing layer and brand structure in inner wall of the cracking pipe 图17爆裂管开裂源部位内壁划伤凹沟缺陷宏观形貌 Fig.17 Macroscopic photo of groove defect on inner wall craking source of the bursting pipe 图15木纹状断口中的条状硫化物形貌 Fig.15 Strip shaped sulfide in the wood grain crack 爆裂原因：气瓶从内表面开裂，与其内壁有较深 的脱碳层和带状偏析组织有关，脱碳层组织主要为 铁素体，强度较低，打压受力过程裂纹首先从内表面 薄弱部位开裂：钢管内壁存在严重的带状组织与连 图18开裂源部位内壁凹沟处断口形貌 铸坯芯部成分偏析和硫化物偏聚密切相关)，钢管 Fig.18 Photo of the groove in the pipe's inner wall 内壁带状偏析区和夹杂物偏聚处受力过程中易产生 纵向开裂，形成木纹状缺陷断口.因此，气瓶打压爆 裂与管体内表面明显脱碳、硫化物偏聚和成分偏析 带状组织等不利因素有关 2.6轧管内表面存在划伤缺陷 以钢级为J55、规格为中139.7mm×9.17mm的 套管为例 宏观特征：爆裂管中间部位有呈纵向分布、开口 500m 较宽、约500mm长的爆裂裂纹（见图16）.从爆裂 图19图18a处塑性流变组织低倍形貌 管中间开裂源部位所取断口试样上发现管子内壁有 Fig.19 Microstructure of plastic flow structure around a in Fig.18 一较长较深的凹沟缺陷，凹沟尺寸（长度×宽度× 深度)为95mm×8mm×4mm(见图17).肉眼观察 微观特征：爆裂源部位的内壁纵向凹沟缺陷呈 凹沟部位的断口分为三部分：内壁凹沟较光滑，呈灰 螺旋状分布（约30°方向），内壁凹沟深度约4mm; 黑色，这是在轧管穿孔过程造成的划伤部分：断口中 壁厚中间部位是热处理过程裂纹扩展部分，剩余的

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 微观特征: 气瓶管体内壁组织呈明显的带状分 布，管体内表面有 0. 20 mm 深的脱碳层( 见图 14) ． 将断口样品进行电镜观察: 裂纹从气瓶管体的内表 面开裂，管体爆裂中间开裂源部位的断口形貌呈木 纹状，木纹中有硫化物夹杂偏聚( 见图 15) ． 图 14 爆裂管内壁脱碳层和带状组织形貌 Fig． 14 Decarbonizing layer and brand structure in inner wall of the cracking pipe 图 15 木纹状断口中的条状硫化物形貌 Fig． 15 Strip shaped sulfide in the wood grain crack 爆裂原因: 气瓶从内表面开裂，与其内壁有较深 的脱碳层和带状偏析组织有关，脱碳层组织主要为 铁素体，强度较低，打压受力过程裂纹首先从内表面 薄弱部位开裂; 钢管内壁存在严重的带状组织与连 铸坯芯部成分偏析和硫化物偏聚密切相关［3］，钢管 内壁带状偏析区和夹杂物偏聚处受力过程中易产生 纵向开裂，形成木纹状缺陷断口． 因此，气瓶打压爆 裂与管体内表面明显脱碳、硫化物偏聚和成分偏析 带状组织等不利因素有关． 2. 6 轧管内表面存在划伤缺陷 以钢级为 J55、规格为 139. 7 mm × 9. 17 mm 的 套管为例． 宏观特征: 爆裂管中间部位有呈纵向分布、开口 较宽、约 500 mm 长的爆裂裂纹( 见图 16) ． 从爆裂 管中间开裂源部位所取断口试样上发现管子内壁有 一较长较深的凹沟缺陷，凹沟尺寸( 长度 × 宽度 × 深度) 为 95 mm × 8 mm × 4 mm( 见图 17) ． 肉眼观察 凹沟部位的断口分为三部分: 内壁凹沟较光滑，呈灰 黑色，这是在轧管穿孔过程造成的划伤部分; 断口中 间部分较粗糙，呈深灰色，这是矫直过程中凹沟底部 裂纹的扩展部分; 外壁部位的断口呈浅灰色，这是水 压过程爆裂的新鲜断口( 见图 18) ． 图 16 管打压爆裂管纵向裂纹宏观形貌图 Fig． 16 Macroscopic photo of the longitudinal crack on the bulged cylinder 图 17 爆裂管开裂源部位内壁划伤凹沟缺陷宏观形貌 Fig． 17 Macroscopic photo of groove defect on inner wall craking source of the bursting pipe 图 18 开裂源部位内壁凹沟处断口形貌 Fig． 18 Photo of the groove in the pipe’s inner wall 图 19 图 18a 处塑性流变组织低倍形貌 Fig． 19 Microstructure of plastic flow structure around a in Fig． 18 微观特征: 爆裂源部位的内壁纵向凹沟缺陷呈 螺旋状分布( 约 30°方向) ，内壁凹沟深度约 4 mm; 壁厚中间部位是热处理过程裂纹扩展部分，剩余的 ·100·

增刊1 宁玫等：无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 ·101· 外壁部分是打压过程开裂的.内壁凹沟周围的组织 最终管体爆裂 有明显的高温挤压变形造成的塑性流变特征（见 2.7轧管壁厚不均、屈服强度偏低 图19)，其它部位的组织为均匀的回火索氏体.爆裂 以钢级为N80I类、规格为中73.02mm× 管的化学成分正常，管体的组织、夹杂、晶粒度正常. 5.51mm的油管为例. 爆裂原因：管子爆裂源部位内壁有深度约4mm 宏观特征：打爆开裂样管沿纵向开裂，裂口中间 的光滑凹沟缺陷，它是因穿孔后的毛管内带入硬物 开裂源部位明显凸起，产生了明显的塑性变形，壁厚 (可能是耳子或其它异物)经连轧机轧制后造成的 明显变薄，肉眼观察断口发现，管体内壁约12壁厚 机械划伤.热处理和矫直过程中，由于应力的作用， 断口己经氧化锈蚀，呈黄褐色；外壁爆裂新鲜断口约 凹沟底部产生裂纹并向内部扩展，导致缺陷部位的 占壁厚1/2，断口与外壁约呈45°角方向分布，为瞬 有效受力面积减小，导致打压过程裂纹向外壁扩展 间断裂区（见图20）. 图20油管水压试验爆裂断口宏观形貌 Fig.20 Macroscopic photos of burst split in oil pipe's hydraulic test burst and its fracture 微观特征：管体内壁有大量小裂纹缺陷，小裂纹 偏高，为827MPa.管体屈服强度偏低、管体内壁质 中有氧化铁，裂纹周围没有明显的氧化脱碳现象 量不佳、有大量小裂纹缺存在、管体打爆源区管体壁 (见图21)，打爆断口源区内壁可见大量小裂纹缺 厚偏下限，多重不利因素综合作用导致水压实验过 陷，裂纹从内壁开裂，爆裂裂口周围组织有明显的塑 程中在管体最薄弱的部位开裂直至爆裂 性变形流变特征（见图22） 2.8管体表面存在淬火裂纹 以钢级为TP110H、规格为中177.80mm× 9.19mm的套管为例. 宏观特征：管子上有约800mm长的打压爆裂裂 纹.肉眼观察：打压爆裂裂纹中间开裂源部位约有 13部分的断口呈灰黑色，开裂源裂纹与外表面垂 直，内壁仅有约1.7mm的新鲜断口是打压过程开裂 200m 后形成的浅灰色剪切唇，在管体表面开裂源部位还 图21管体内壁小裂纹局部形貌 有多条肉眼可见的细裂纹缺陷（见图23） Fig.21 Microstructure of the cracks in pipe's inner wall 微观特征：管体爆裂中间开裂源部位的表面裂 纹与外表面垂直，深度约7.5mm左右，内壁扩展裂 纹有剪切角度：主裂纹旁边还有与表面垂直的次裂 纹.主裂纹边缘及周围和次裂纹中间无夹杂聚集等 其它缺陷.主裂纹和次裂纹周围有轻微的氧化脱碳 (见图24) 爆裂原因：管体表面存在深度约7.5mm的垂直 500um 于外表面的裂纹缺陷，包括淬火裂纹和矫直应力扩 展裂纹.开裂源部位仅有内壁约1.7mm左右的厚 图22打压爆裂裂口部位塑性流变组织 度是相连的，管子该部位的有效承载面积很小，导致 Fig.22 Plastic flow structure of the bulged fracture 打压过程在管体最薄弱的裂纹部位产生爆裂 爆裂原因：裂纹从内壁开裂扩展至外壁.经查： 2.9套管管端螺纹加工缺陷 水压打爆管屈服强度不合格，为480MPa,抗拉强度 以钢级为P110、规格为139.70mm×9.17mm

增刊 1 宁 玫等: 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 外壁部分是打压过程开裂的． 内壁凹沟周围的组织 有明显的高温挤压变形造成的塑性流变特征( 见 图 19) ，其它部位的组织为均匀的回火索氏体． 爆裂 管的化学成分正常，管体的组织、夹杂、晶粒度正常． 爆裂原因: 管子爆裂源部位内壁有深度约 4 mm 的光滑凹沟缺陷，它是因穿孔后的毛管内带入硬物 ( 可能是耳子或其它异物) 经连轧机轧制后造成的 机械划伤． 热处理和矫直过程中，由于应力的作用， 凹沟底部产生裂纹并向内部扩展，导致缺陷部位的 有效受力面积减小，导致打压过程裂纹向外壁扩展 最终管体爆裂． 2. 7 轧管壁厚不均、屈服强度偏低 以钢 级 为 N80I 类、规 格 为 73. 02 mm × 5. 51 mm的油管为例． 宏观特征: 打爆开裂样管沿纵向开裂，裂口中间 开裂源部位明显凸起，产生了明显的塑性变形，壁厚 明显变薄，肉眼观察断口发现，管体内壁约 1 /2 壁厚 断口已经氧化锈蚀，呈黄褐色; 外壁爆裂新鲜断口约 占壁厚 1 /2，断口与外壁约呈 45°角方向分布，为瞬 间断裂区( 见图 20) ． 图 20 油管水压试验爆裂断口宏观形貌 Fig． 20 Macroscopic photos of burst split in oil pipe’s hydraulic test burst and its fracture 微观特征: 管体内壁有大量小裂纹缺陷，小裂纹 中有氧化铁，裂纹周围没有明显的氧化脱碳现象 ( 见图 21) ，打爆断口源区内壁可见大量小裂纹缺 陷，裂纹从内壁开裂，爆裂裂口周围组织有明显的塑 性变形流变特征( 见图 22) ． 图 21 管体内壁小裂纹局部形貌 Fig． 21 Microstructure of the cracks in pipe’s inner wall 图 22 打压爆裂裂口部位塑性流变组织 Fig． 22 Plastic flow structure of the bulged fracture 爆裂原因: 裂纹从内壁开裂扩展至外壁． 经查: 水压打爆管屈服强度不合格，为 480 MPa，抗拉强度 偏高，为 827 MPa． 管体屈服强度偏低、管体内壁质 量不佳、有大量小裂纹缺存在、管体打爆源区管体壁 厚偏下限，多重不利因素综合作用导致水压实验过 程中在管体最薄弱的部位开裂直至爆裂． 2. 8 管体表面存在淬火裂纹 以钢 级 为 TP110H、规 格 为 177. 80 mm × 9. 19 mm的套管为例． 宏观特征: 管子上有约 800 mm 长的打压爆裂裂 纹． 肉眼观察: 打压爆裂裂纹中间开裂源部位约有 1 /3 部分的断口呈灰黑色，开裂源裂纹与外表面垂 直，内壁仅有约 1. 7 mm 的新鲜断口是打压过程开裂 后形成的浅灰色剪切唇，在管体表面开裂源部位还 有多条肉眼可见的细裂纹缺陷( 见图 23) ． 微观特征: 管体爆裂中间开裂源部位的表面裂 纹与外表面垂直，深度约 7. 5 mm 左右，内壁扩展裂 纹有剪切角度; 主裂纹旁边还有与表面垂直的次裂 纹． 主裂纹边缘及周围和次裂纹中间无夹杂聚集等 其它缺陷． 主裂纹和次裂纹周围有轻微的氧化脱碳 ( 见图 24) ． 爆裂原因: 管体表面存在深度约 7. 5 mm 的垂直 于外表面的裂纹缺陷，包括淬火裂纹和矫直应力扩 展裂纹． 开裂源部位仅有内壁约 1. 7 mm 左右的厚 度是相连的，管子该部位的有效承载面积很小，导致 打压过程在管体最薄弱的裂纹部位产生爆裂． 2. 9 套管管端螺纹加工缺陷 以钢级为 P110、规格为 139. 70 mm × 9. 17 mm ·101·

·102· 北京科技大学学报 第34卷 图23打压爆裂管裂纹宏观形貌 Fig.23 Macroscopic photo of bursting crack of the bulged pipe 裂源断口部位的螺纹有加工刀痕痕迹，此处受力 后产生明显的应力集中，成为裂纹的开裂源，导 致打压过程中从管端螺纹根部应力集中部位产 生横向爆裂. 表2管体正常部位的力学性能实验结果 Table 2 Mechanical properties of the pipes 屈服 抗拉 断后伸 冲击功， 400m 强度/MPa 强度/MPa 长率/% AKe月 865 945 20.0 82 图24淬火主裂纹和次裂纹组织形貌 Fig.24 Microstructure of quenching crack 3结论 的套管为例. 引发钢管产品水压试验爆裂均与管体局部存在 宏观特征：套管在管端螺纹根部产生横向断裂： 某种缺陷有关.主要包括： 管端变形较大，明显呈椭圆状（见图25）. (1)由连铸坯缺陷造成的管材水压实验爆裂的 主要原因有浇注温度偏高钢水二次氧化、表面保护 渣、表面裂纹（有害元素偏高）、表面渗铜、表面增 碳、中心成分偏析、内部夹杂物偏聚等. (2)由轧管缺陷造成的管材水压实验爆裂的主 要原因有轧管内壁划伤、轧管壁厚不均或偏薄等. (3)由管加工缺陷造成的管材水压实验爆裂的 主要原因有冷速过快和不均造成的淬火裂纹、管端 螺纹加工缺陷等 对上述9例水压实验典型爆管事故产生原因的 图25套管管端螺纹根部爆裂宏观形貌 分析结果表明：冶金缺陷、轧管缺陷和管加工缺陷均 Fig.25 Macroscopic photo of bursting of thread root in the casing 可引发管体水压实验过程产生爆裂.因此，无缝钢 end 管产品质量应从炼钢、轧管和管加工各个工艺环节 微观特征：裂纹开裂部位的夹杂、组织、晶粒度 进行控制，减少钢管缺陷的产生，同时加强探伤工 正常，未观察到其它冶金缺陷.断口观察发现，裂纹 作，把好质量检控关，降低无缝钢管产品水压实验产 开裂源部位有较深的加工刀痕痕迹，断口为韧性 生爆裂的事故发生率. 断口. 力学性能：管体正常部位的力学性能实验结果 参考文献 见表2，结果正常 [1]Feng Y R,Yang L,Li H L.Failure analysis prediction preven- 爆裂原因：裂纹从管端螺纹根部开裂，整个 tion and integrity management.Heat Treat Met,2011,36(9):15 断口呈新鲜的浅灰色韧性断裂，无治金缺陷。开 (冯耀荣，杨龙，李鹤林.石油管失效分析预测预防与完整性管

北 京 科 技 大 学 学 报 第 34 卷 图 23 打压爆裂管裂纹宏观形貌 Fig． 23 Macroscopic photo of bursting crack of the bulged pipe 图 24 淬火主裂纹和次裂纹组织形貌 Fig． 24 Microstructure of quenching crack 的套管为例． 宏观特征: 套管在管端螺纹根部产生横向断裂; 管端变形较大，明显呈椭圆状( 见图 25) ． 图 25 套管管端螺纹根部爆裂宏观形貌 Fig． 25 Macroscopic photo of bursting of thread root in the casing end 微观特征: 裂纹开裂部位的夹杂、组织、晶粒度 正常，未观察到其它冶金缺陷． 断口观察发现，裂纹 开裂源部位有较深的加工刀痕痕迹，断口为韧性 断口． 力学性能: 管体正常部位的力学性能实验结果 见表 2，结果正常． 爆裂原因: 裂纹从管端螺纹根部开裂，整 个 断口呈新鲜的浅灰色韧性断裂，无冶金缺陷． 开 裂源断口部位的螺纹有加工刀痕痕迹，此处受力 后产生明显的应力集中，成为裂纹的开裂源，导 致打压过程中从管端螺纹根部应力集中部位产 生横向爆裂． 表 2 管体正常部位的力学性能实验结果 Table 2 Mechanical properties of the pipes 屈服 强度/MPa 抗拉 强度/MPa 断后伸 长率/% 冲击功， AKv2 /J 865 945 20. 0 82 3 结论 引发钢管产品水压试验爆裂均与管体局部存在 某种缺陷有关． 主要包括: ( 1) 由连铸坯缺陷造成的管材水压实验爆裂的 主要原因有浇注温度偏高钢水二次氧化、表面保护 渣、表面裂纹( 有害元素偏高) 、表面渗铜、表面增 碳、中心成分偏析、内部夹杂物偏聚等． ( 2) 由轧管缺陷造成的管材水压实验爆裂的主 要原因有轧管内壁划伤、轧管壁厚不均或偏薄等． ( 3) 由管加工缺陷造成的管材水压实验爆裂的 主要原因有冷速过快和不均造成的淬火裂纹、管端 螺纹加工缺陷等． 对上述 9 例水压实验典型爆管事故产生原因的 分析结果表明: 冶金缺陷、轧管缺陷和管加工缺陷均 可引发管体水压实验过程产生爆裂． 因此，无缝钢 管产品质量应从炼钢、轧管和管加工各个工艺环节 进行控制，减少钢管缺陷的产生，同时加强探伤工 作，把好质量检控关，降低无缝钢管产品水压实验产 生爆裂的事故发生率． 参 考 文 献 ［1］ Feng Y R，Yang L，Li H L． Failure analysis prediction ＆ preven￾tion and integrity management． Heat Treat Met，2011，36( 9) : 15 ( 冯耀荣，杨龙，李鹤林． 石油管失效分析预测预防与完整性管 ·102·

增刊1 宁玫等：无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 ·103· 理.金属热处理，2011,36(9)：15) ment measure on outer fold of 27SiMn pipe.Steelmaking,2010, Wang H H.Discussion about the safety of hydrogen eylinder.Pres- (6):24 sure Vessel,2003,(9):29 (田汉蒲，宁建成，肖鸿光，等27SiM如钢管外折原因分析及改 (王洪海关于氢气气瓶安全性的讨论.压力容器，2003，(9)：29) 进措施.炼钢，2010，(6)：24) B]Hao Y L.Seamless steel tube for hydraulic mining pillar.Steel Mills K C,Fox A B,Li Z,et al.Performance and properties of Pipe,1994,(4):53 mould fluxes.Ironmaking Steelmaking,2005,32(1):26 (郝玉林.液压支柱用无缝钢管.钢管，1994，(4)：53) 9]Lu JX,Wang W K,Zhang J M.Influence of argon injection into 4]Heaslip L J,Schade J.Physical modeling and visualization of liq- slab continuous casting molds on slag entrapment in billets.Unig uid steel flow behavior during continuous casting.Iron Steelmaker, Sci Technol Beijing,2006,28(1):34 1999,26(1):33 (卢金雄，王文科，张炯明，等.板坯连铸结品器吹氩对铸坯卷 [5]Jonsson P G,Jonsson L,Sichen D.Viscosities of LF slags and 渣的影响.北京科技大学学报，2006，(1)：34) their impact on ladle refining.IS/J Int,1997,37 (5):484 [10]Wang B M.Quality of Hot Rolling Steel Tube,Beijing:Metall- 6 Lu S Y.Quality of Continuous Cast Slab.Beijing:Metallurgical In- rugical Industry Press,1994 dustry Press,1994 (王北明编译.热轧钢管的质量，治金工业出版社，1994) (卢盛意.连铸坯质量.北京：治金工业出版社，1994) [11]Cai KK.Continuous Casting.Beijing:Science Press,1990 7]Tian H P,Ning J C,Xiao H G,et al.Causes analysis and improve- (蔡开科.连续铸钢，北京：科学出版社，1990)

增刊 1 宁 玫等: 无缝钢管产品水压实验爆裂原因分析 理． 金属热处理，2011，36( 9) : 15) ［2］ Wang H H． Discussion about the safety of hydrogen cylinder． Pres￾sure Vessel，2003，( 9) : 29 ( 王洪海． 关于氢气气瓶安全性的讨论． 压力容器，2003，( 9) : 29) ［3］ Hao Y L． Seamless steel tube for hydraulic mining pillar． Steel Pipe，1994，( 4) : 53 ( 郝玉林． 液压支柱用无缝钢管． 钢管，1994，( 4) : 53) ［4］ Heaslip L J，Schade J． Physical modeling and visualization of liq￾uid steel flow behavior during continuous casting． Iron Steelmaker， 1999，26( 1) : 33 ［5］ Jonsson P G，Jonsson L，Sichen D． Viscosities of LF slags and their impact on ladle refining． ISIJ Int，1997，37 ( 5) : 484 ［6］ Lu S Y． Quality of Continuous Cast Slab． Beijing: Metallurgical In￾dustry Press，1994 ( 卢盛意． 连铸坯质量． 北京: 冶金工业出版社，1994) ［7］ Tian H P，Ning J C，Xiao H G，et al． Causes analysis and improve￾ment measure on outer fold of 27SiMn pipe． Steelmaking，2010， ( 6) : 24 ( 田汉蒲，宁建成，肖鸿光，等． 27SiMn 钢管外折原因分析及改 进措施． 炼钢，2010，( 6) : 24) ［8］ Mills K C，Fox A B，Li Z，et al． Performance and properties of mould fluxes． Ironmaking Steelmaking，2005，32( 1) : 26 ［9］ Lu J X，Wang W K，Zhang J M． Influence of argon injection into slab continuous casting molds on slag entrapment in billets． J Univ Sci Technol Beijing，2006，28( 1) : 34 ( 卢金雄，王文科，张炯明，等． 板坯连铸结晶器吹氩对铸坯卷 渣的影响． 北京科技大学学报，2006，( 1) : 34) ［10］ Wang B M． Quality of Hot Rolling Steel Tube，Beijing: Metall￾rugical Industry Press，1994 ( 王北明 编译． 热轧钢管的质量，冶金工业出版社，1994) ［11］ Cai K K． Continuous Casting． Beijing: Science Press，1990 ( 蔡开科． 连续铸钢，北京: 科学出版社，1990) ·103·