N80-1 油管液压试验开裂原因分析

米永峰，李光辉，刘玉荣，郝葆江，罗忠辉，李 炜，史交齐

（1.内蒙古包钢钢联股份有限公司，内蒙古 包头 014010；2.西安三维应力工程技术有限公司，陕西 西安 710065）

N80-1 钢级油管是API Spec 5CT—2018《套管和油管》中非调质态交货的高钢级系列产品。N80-1 钢级油管轧态即可达到较高的性能，具有较大竞争优势。近年来，国内各大无缝钢管生产企业开发了适合于不同变形量的N80-1 钢级油套管用钢种，并基于钢种开发了系列化的控制轧制工艺技术，以实现高效生产N80 钢级产品的目标。然而，钢管热轧状态下存在内部组织不均匀或性能不稳定的现象。因此，与N80Q 调质态油管相比，非调质态N80-1 钢级油管在使用上存在一定的风险。

1 试验材料及方法

试验材料为Φ73.02 mm×5.51 mm 规格N80-1钢级油管水压开裂样管（2 根），采用直读光谱仪、洛氏硬度计、维氏硬度计、万能试验机、金相显微镜及扫描电镜对液压开裂钢管的裂纹宏观形貌、几何尺寸、化学成分、力学性能、显微组织及断口微观形貌进行检测，探讨和分析液压开裂原因。

2 试验结果及分析

2.1 裂缝检测结果分析与讨论

2 根失效油管的开裂方向为纵向。1 号样品液压开裂的失效压力为19 MPa，2 号样品失效压力为31 MPa，静水压试验控制压力为66.5 MPa。API Spec 5CT—2018 中静水压试验压力计算公式为：

式中 P ——最小内屈服压力，MPa；

Ymin——规定的材料最小屈服强度，MPa；

t，D ——公称壁厚和公称外径，mm。

通过公式（1）可以计算出Φ73.02 mm×5.51 mm规格N80-1 钢级油管管体额定内压屈服强度为83.3 MPa，如果按实际测试结果（实际材料屈服强度、最小壁厚、公称外径），其内压屈服强度正常情况应分别可以达到98.2，94.8 MPa；但该次失效的两个样品的失效压力分别为19，31 MPa，远低于理论计算值，说明有产生裂纹发生的原始缺陷存在。

通过测量，1 号样品裂缝长度约为930 mm，裂缝最宽处约为3.23 mm；2 号样品裂缝长度约为850 mm，裂缝最宽处约为6.44 mm。将油管沿裂缝方向剖开，观察裂缝宏观形貌，1 号和2 号样品裂缝宏观形貌如图1～2 所示，开裂前的钢管表面存在明显的划痕。两支失效样品裂缝宏观形貌由上到下分为3 部分：上部划痕缺欠、中部裂纹源区+扩展区和下部瞬断区。其中，断裂面划痕缺欠和中部裂纹源区+扩展区可见1 条清晰的分界线。观察裂缝位置与未断裂区域钢管的划痕缺欠宏观形貌，发现两支样品裂缝对应位置内壁上均有不同程度划痕，分别对两支油管的壁厚和划痕缺欠深度进行测量，两钢管的壁厚测量结果分别为5.43 mm 和5.45 mm，1 号样品划痕缺欠深度约为0.5 mm，2 号样品约为0.3 mm，分别为钢管公称壁厚的9.1%、5.4%。API Spec 5CT—2018 中规定允许该钢级油管存在小于公称壁厚10%的线性缺陷，该开裂钢管的划痕深度在标准要求范围，且两支油管的壁厚检测结果也符合标准要求，理论上该批钢管表面的划痕缺欠不足以使钢管产生液压开裂。

图1 1 号油管裂缝宏观形貌

图2 2 号油管裂缝宏观形貌

2.2 性能结果分析与讨论

在1、2 号样品上截取理化性能试样，具体取样位置如图3 所示。

图3 N80-1 油管理化性能检测试样取样位置示意

在裂纹附近以及沿裂缝圆周180°方向取纵向、板状、试样尺寸为19.1 mm 的拉伸试样以及纵向、试样尺寸为5 mm×10 mm×55 mm 的0 ℃冲击试样，试验结果见表1。结果显示，1 号样品的w（P）和w（S）分别为0.018%与0.004 2%，2 号样品的w（P）和w（S）分别为0.015%与0.003 1%，P 和S 元素含量及拉伸性能满足API Spec 5CT—2018 要求，冲击性能达到了API Spec 5CT—2018 标准要求的3～5 倍，说明钢管的纵向冲击韧性也较好。

表1 N80-1 油管裂纹附近纵向力学试验结果

两个样品的四象限洛氏硬度检测结果如图4 所示，维氏硬度检测结果如图5 所示。无论是沿裂纹的圆周方向还是沿钢管的纵向方向，样管的硬度值均波动较小，裂纹附近钢管的各项力学性能与管体非缺欠处一致。1 号和2 号样品正常管体处的非金属夹杂物A、B、D 类细系都为0.5 级，2 号样品Ds 类为0.5 级，其余都为0，基体晶粒度为10 级，无混晶及组织不均匀现象。

图4 N80-1 油管洛氏硬度试验结果

图5 N80-1 油管维氏硬度试验结果

两支样品裂缝尖端划痕处（图3 中6 号试样）的显微组织如图6 所示。可以看出，1 号样品划痕位置组织不连续，划痕两侧金相组织沿划痕呈流线状分布，表明材料原始的组织被外力所割裂，带状组织在外力的作用下被撕裂变形，裂纹尖端存在较大的应力集中；2 号样品划痕处的组织也明显存在沿裂纹两侧流动的现象，说明裂纹产生时有外力作用使钢管表面萌生裂纹，同时裂纹底部存在较大应力集中。如果是调质钢，在材料热处理过程中将会消除产生裂纹时的应力集中［1-2］，使得裂纹深度在标准要求的10%的线性缺陷范围时材料不产生开裂。但划痕和划痕底部应力集中的同时存在，使得材料在承受外力时裂纹底部产生开裂的倾向明显加大。钢管裂缝位置与划痕位置的一致性也说明划痕是导致样管液压开裂的诱因之一。

图6 N80-1 油管内壁划痕缺欠形貌

钢管正常部位试样的显微组织如图7 所示，样管基体显微组织中均呈现不同程度的带状组织特征，根据GB/T 13299—1991《钢的显微组织评定方法》对内壁带状组织进行评级，1 号和2 号样品带状组织均为4 级。由于带状组织相邻带的显微组织不同，它们的性能也不相同，在外力作用下性能低的带易暴露出来，而且强弱带之间会产生应力集中，甚至出现裂纹［3］。由于带状组织的晶粒取向的一致性，有利于变形的发展，随着应力的增加，形变量的积累，滑移面上的位错容易越过晶界，从而加速裂纹的扩展，导致材料的断裂；严重的带状组织往往伴随着异常组织或夹杂物的出现，容易造成应力集中，应力集中位置易在材料变形过程形成微裂纹。另外，当裂纹沿着带状晶的晶间扩展，微裂纹不断扩大、聚合，从而形成宏观裂纹［4］。因而带状组织的存在造成了材料总体力学性能降低，并具有明显的各向异性，使钢的横向塑性和韧性降低［5-6］。带状级别越高，则对应的铁素体、珠光体变形程度越大，偏聚越大，越易发生裂纹。这里研究的样管带状组织为4 级，带状组织严重，极易产生裂纹并促进裂纹的发展。另外，由于样管中存在的初始划痕，使钢管表面产生了应力集中，且严重的带状组织加速了裂纹的萌生及扩展，最终使钢管在远低于内压屈服强度情况下发生开裂。

图7 N80-1 油管正常部位纵截面显微组织

2.3 断口形貌微观分析与讨论

对失效样品断口附近位置进行扫描电镜观察，结果如图8 所示，断口均为典型的脆性断口，断口裂纹源区无明显夹杂物或缺欠，裂纹扩展区为准解理形貌，瞬断区有韧窝。1 号和2 号样品断口裂纹源上，均可以看到裂纹源前端的划伤损伤形貌，如图8（a）～（b）中白线位置所示。裂纹从划伤部位起始，在静水压试验承受压力时开始扩展，最终导致管体失效，也证明了划痕产生的内应力集中是钢管开裂的诱因。裂纹扩展区为解理形貌，断口为脆性断口，说明材料在断裂前基本没有发生塑性变形。该批钢管的纵向冲击功是标准要求值的3～5倍，只能说明材料的纵向冲击性能良好。结合组织分析可知，带状组织使材料的横向冲击韧性明显降低，这是油管液压试验纵向开裂的主要原因之一。

图8 N80-1 油管失效样品断口微观形貌

2.4 带状组织的形成机理和控制措施

普遍认为，带状组织的形成主要还是元素偏析造成的［7］。控制带状组织形成的关键是在凝固过程中尽量减少成分的不均匀导致的枝晶偏析及在后续的轧制冷却过程中抑制成分、组织的进一步偏析。只要控制好各区域的成分均匀，就使带状组织失去了形成的决定性条件，另外在后续的控轧控冷过程控制先共析铁素体的析出量及先共析铁素体析出的均匀性，也可以抑制带状组织的形成。

针对生产厂的实际情况，带状组织可从以下几个方面控制：①降低P、S 含量，进行精炼处理，或是真空处理降低杂质物含量，有效抑制钢水凝固时的树枝晶发展；②采用低过热度钢水浇注，钢液快速凝固，使低熔点杂质来不及聚集，从而减轻成分偏析；③充分采用末端电磁搅拌，破碎树枝晶，使其作为等轴晶长大［8］，有效控制管坯中心偏析；④轧钢加热管坯时，在条件允许情况下，采用较高的加热温度和较长的保温时间，使铸坯已经形成的带状组织均匀化；⑤轧后加速冷却，加速相变过程，不给C 原子充分扩散时间，使带状组织来不及形成。研究表明［9-10］，当轧后冷却速率大于临界冷却速率，抑制碳和其他元素的扩散，可降低带状组织级别。增大冷却速度，带状组织可减轻或消除。

对于已经产生的带状组织，应采用正火工艺进行消除，并严格控制正火后的冷却速度大于铁素体析出的临界冷却速度［11］。

3 结论及建议

内壁划痕缺欠及带状组织是导致样管水压开裂的主要原因。建议以控制钢中P、S 含量、降低低熔点夹杂物含量为目标，采用低过热度钢水浇注、末端电磁搅拌等冶炼工艺控制措施，有效抑制树枝晶发展和降低钢坯成分偏析，可进一步减轻材料的带状组织级别。抑制或消除油管表面缺欠，可阻断因应力集中诱发裂纹萌生导致的产品使用风险。建议使用良好的热工具及在良好的润滑状态下轧制产品，同时应提高产品的无损检测等级，降低因产品表面缺欠产生工艺试验失效的质量风险。