N80钢

摘要： 在高温高压釜中进行CO_(2)和O_(2)共存流动液体环境中N80油管钢的腐蚀实验,采用失重法测量腐蚀速率,扫描电镜(SEM)和X射线衍射仪(XRD)测试腐蚀表面形貌和成分的方法,得到N80钢在流动多元热流体中的腐蚀规律与形貌特征。实验结果表明:在CO_(2)和O_(2)共存环境下,N80钢腐蚀以均匀腐蚀为主伴有部分局部腐蚀,腐蚀速率呈现随温度的升高先快速增大后缓慢减小的趋势;200°C时生成的腐蚀产物以碳酸亚铁和铁的氧化物为主,该腐蚀产物膜更为致密,腐蚀速率更小;在CO_(2)和O_(2)共存环境下相比于介质中仅含CO_(2)或O_(2)环境下N80钢的腐蚀程度更严重。

摘要： 针对N80钢油套管在CO_(2)/H_(2)S共存环境中的腐蚀问题,利用失重法与电化学测试方法作对比分析,并利用扫描电子显微镜以及X射线衍射仪对浸泡腐蚀试验后的N80钢试样进行研究。结果显示,浸泡腐蚀试验结果与电化学测试结果一致,在单独CO_(2)环境中,N80钢的自腐蚀电流与平均腐蚀速率最大,腐蚀最严重;在单独H_(2)S环境中,N80钢试样腐蚀速率最小,自腐蚀电流最小;在P_(CO_(2))/P_(H_(2)S)=1∶0.3时,主要以H_(2)S腐蚀为主,但在表面发生局部产物膜剥落,此时的腐蚀速率高于纯H_(2)S条件下的腐蚀速率。研究表明,在单独CO_(2)环境中,腐蚀以阴极反应过程控制为主;在单独H_(2)S环境中,腐蚀以阳极反应过程控制为主;在P_(CO_(2))/P_(H_(2)S)=1∶0.3时,腐蚀以阴极反应过程控制为主。

摘要： 为明确温度、CO_(2)分压对N80钢管材的腐蚀影响,并结合腐蚀环境优化匹配合适的防腐措施,通过失重法,利用高温高压釜模拟CO_(2)驱油工况,得到材料的腐蚀速率,根据扫描电子显微镜、利用EDS分析、结合XRD分析确定腐蚀产物种类。结果表明,模拟CO_(2)驱工况下,N80钢在CO_(2)分压为0~10 MPa时,气、液相的腐蚀速率均超过0.076 mm/a的行标要求,腐蚀产物主要可能组分为FeCO_(3),且随着压力升高,N80管材的平均腐蚀速率呈先增大后减小趋势。随温度的升高,N80管材在80°C出现腐蚀极大值,在100°C时腐蚀产物膜层致密,腐蚀速率降低。因此,须采用匹配的缓蚀剂或其他防腐措施,以提高其安全使用效果。

摘要： 目的研究N80钢在饱和CO_(2)模拟油田地层水中于不同温度下的腐蚀行为及腐蚀特征,探究N80钢在饱和CO_(2)模拟油田地层水中的腐蚀规律及机理。方法利用高温高压釜对N80钢在不同温度(60、90、120°C)的饱和CO_(2)模拟油田地层水中浸泡96 h的失重腐蚀进行测试,并用电化学分析仪对其进行相同条件下的宏观电化学测试。采用XRD、SEM、EDS对N80钢腐蚀后的腐蚀产物物相结构、表面形貌、元素组成及腐蚀产物去除后基体表面的腐蚀形貌进行分析。结果N80钢在饱和CO_(2)模拟油田地层水中所形成的腐蚀产物主要由FeCO_(3)和溶液介质中的结晶盐CaCO_(3)组成。温度影响腐蚀产物膜的形貌特征、晶粒尺寸及其致密度变化,导致基体发生不同程度的腐蚀。60°C时,表面生成的腐蚀产物膜均匀覆盖于基体表面,产物膜膜层平整、致密,去除腐蚀产物后,表面有少量点蚀坑;温度升至90°C时,基体表面覆盖的腐蚀产物凹凸不平,晶粒粗大,排列较乱,规则性差于60°C下的腐蚀产物,腐蚀产物去除后,发现基体表面有大片蚀坑群,发生连片腐蚀;120°C时,腐蚀产物晶粒减少,覆盖不均,具有明显蚀孔和裂纹,部分腐蚀产物脱落,去除腐蚀产物后的基体表面出现大面积蚀坑,发生严重腐蚀。N80钢的腐蚀速率由60°C时的0.0210 g/(m^(2)·h)增至90°C时的0.0360 g/(m^(2)·h),至120°C时的0.0444 g/(m^(2)·h)。N80钢的自腐蚀电流密度由60°C时的1.3623×10^(-6)A/cm^(2)增至90°C时的1.4273×10^(-6)A/cm^(2),至120°C时的1.7851×10^(-6)A/cm^(2),但其自腐蚀电位则随温度的增加而减小。结论随腐蚀温度增加,N80钢表面所生成的腐蚀产物膜变得较疏松,且膜层含较多微孔与裂纹,腐蚀速率持续增加,N80钢腐蚀加重。

摘要： 为了进一步提升高频电阻焊套管的韧性,实现母材与焊缝“等韧性”匹配,采用高频焊+全管体调质热处理工艺试制N80钢级Φ244.48 mm×11.05 mm套管,并对试制产品进行性能检测评价。结果表明,管体的几何尺寸、理化性能和全尺寸实物性能均满足相关标准要求,且经全管体调质处理后,HFW套管的焊缝、热影响区和母材组织性能差异较小,基本实现了焊缝与母材“等韧性”匹配,同时套管尺寸精度较高,性能均匀,具有良好的抗挤毁性能,为油田客户降本增效提供了产品保障。

摘要： 采用失重法、SEM/EDS、XPS以及电化学测试研究了 N80、1Cr和3Cr钢在模拟哈萨克斯坦K油田注水井中的腐蚀机理,并根据不同材料的耐腐蚀性能和经济成本进行了选材比较分析.结果表明,三种材料中,N80钢的耐蚀性最差,3Cr钢耐蚀性最好.与N80钢相比,1Cr和3Cr钢表面的腐蚀产物提高了其耐蚀性.由曼尼希碱与阻垢剂复配的缓蚀剂D和N80钢的组合在模拟环境中拥有最好的耐蚀性.管道材料换用低合金钢能够满足现场要求并且经济收益更好.

摘要： 为更好地了解液固两相流对N80套管钢的冲刷腐蚀行为,采用旋转圆柱电极配合电化学工作站,通过对失重、动电位极化曲线、电化学阻抗谱等分析,结合电镜扫描,开展了流速和腐蚀时间对N80钢的冲刷腐蚀影响的试验研究.结果表明,两种因素下的极化曲线较平滑,均未出现明显的钝化区和过钝化区,为活性溶解反应,且均受阴极氧扩散控制;不同流速下的冲刷腐蚀速率先缓慢增加后大幅增加,临界流速2 m/s;低流速下以电化学腐蚀控制为主,高流速下以冲刷磨损控制为主;不同腐蚀时间下的冲刷腐蚀速率先缓慢减小后缓慢回升,在9 h达到最小,为冲刷磨损和电化学腐蚀混合控制.

摘要： 采用自行设计的高温高压冲蚀-腐蚀耦合试验装置,进行井下管柱钢材的冲蚀-CO_(2)腐蚀耦合试验,研究不同工况下N80钢和13Cr钢的冲蚀-腐蚀耦合作用,测试CO_(2)分压、含砂质量分数、砂粒粒径、流体流速等对冲蚀-腐蚀速率的影响。结果表明具有较高抗CO_(2)腐蚀能力的钢材,其抗冲蚀-腐蚀耦合的能力也较好;在CO_(2)分压为0~5 MPa条件下,13Cr钢的冲蚀和腐蚀耦合速率从0.014 mm/a增大到0.062 mm/a,而N80钢的冲蚀和腐蚀耦合速率从0.197 mm/a增大到24.19 mm/a;腐蚀破坏了材料的表层结构,腐蚀速率越大,材料表面的抗冲蚀能力越低,冲蚀-腐蚀的耦合作用越大;揭示了冲蚀和腐蚀的相互作用关系,验证了自行设计的高速搅拌式冲蚀-腐蚀耦合试验装置的有效性,为井下管柱选材和设计提供了基础数据。

摘要： 采用质量损失法和电化学方法,并结合扫描电镜(SEM)和能谱分析(EDS),研究了N80钢在不同pH值的NaCl溶液中的腐蚀磨损行为.研究结果表明:N80钢在pH值为3的NaCl溶液中腐蚀磨损速率最大,在pH值为7的NaCl溶液中腐蚀磨损速率最小;在不同pH值的NaCl溶液中,由于腐蚀与磨损存在较大的交互作用,导致N80钢试样的动态腐蚀磨损速率远远大于其静态腐蚀速率;在不同pH值的NaCl溶液中,N80钢试样动态腐蚀磨损后均未出现明显的钝化区,随着pH值的增大,其腐蚀倾向和腐蚀速率均呈现先减小后增大的变化趋势.

摘要： 以胜利油田CO2驱采出液为模拟对象,研究了 N80碳钢在10 MPa、80°C高温高压CO2油水混合介质中的腐蚀行为.结果表明:碳钢表面局部腐蚀初期形貌依赖于原油乳状液中微液滴的尺寸.当液滴尺寸较小时,在流动作用下液滴与碳钢表面接触时间较短,形成的腐蚀颗粒较小,局部蚀坑较浅;当液滴大于某一临界尺寸时,在流动作用下液滴趋于在碳钢表面形成扁平化变形和长时间润湿,形成的腐蚀产物呈现片状区域,局部腐蚀加剧.

摘要： 使用电化学噪声技术研究了N80 钢经0. 5mol/L 的NaHCO3 溶液钝化处理后在0.5mol/LNaCl 溶液中的局部腐蚀过程。经过图谱分析发现，在钝化阶段，电流由大变小，电位由小变大，两者最终趋于稳定。噪声电阻Rn 在这一过程中不断增大，但增速逐渐放缓。Cl -加入初期，电位电流峰数量和密度均处于较高水平，电位峰寿命明显大于电流峰；随着点蚀由亚稳态点蚀向稳态点蚀发展，电流峰的寿命逐渐增加，最终达到与电位峰相当的水平。噪声电阻的变化可以明显地分为三个阶段，分别对应于亚稳态点蚀期，稳态点蚀期和稳态点蚀后期。电流噪声和电位噪声标准偏差的散点图亦能明显观察出这个过程，在稳态点蚀后期N80 钢出现了均匀腐蚀。

摘要： 使用电化学噪声技术研究了N80 钢经0. 5mol/L 的NaHCO3 溶液钝化处理后在0.5mol/LNaCl 溶液中的局部腐蚀过程。经过图谱分析发现，在钝化阶段，电流由大变小，电位由小变大，两者最终趋于稳定。噪声电阻Rn 在这一过程中不断增大，但增速逐渐放缓。Cl -加入初期，电位电流峰数量和密度均处于较高水平，电位峰寿命明显大于电流峰；随着点蚀由亚稳态点蚀向稳态点蚀发展，电流峰的寿命逐渐增加，最终达到与电位峰相当的水平。噪声电阻的变化可以明显地分为三个阶段，分别对应于亚稳态点蚀期，稳态点蚀期和稳态点蚀后期。电流噪声和电位噪声标准偏差的散点图亦能明显观察出这个过程，在稳态点蚀后期N80 钢出现了均匀腐蚀。

摘要： 使用电化学噪声技术研究了N80 钢经0. 5mol/L 的NaHCO3 溶液钝化处理后在0.5mol/LNaCl 溶液中的局部腐蚀过程。经过图谱分析发现，在钝化阶段，电流由大变小，电位由小变大，两者最终趋于稳定。噪声电阻Rn 在这一过程中不断增大，但增速逐渐放缓。Cl -加入初期，电位电流峰数量和密度均处于较高水平，电位峰寿命明显大于电流峰；随着点蚀由亚稳态点蚀向稳态点蚀发展，电流峰的寿命逐渐增加，最终达到与电位峰相当的水平。噪声电阻的变化可以明显地分为三个阶段，分别对应于亚稳态点蚀期，稳态点蚀期和稳态点蚀后期。电流噪声和电位噪声标准偏差的散点图亦能明显观察出这个过程，在稳态点蚀后期N80 钢出现了均匀腐蚀。

摘要： 使用电化学噪声技术研究了N80 钢经0. 5mol/L 的NaHCO3 溶液钝化处理后在0.5mol/LNaCl 溶液中的局部腐蚀过程。经过图谱分析发现，在钝化阶段，电流由大变小，电位由小变大，两者最终趋于稳定。噪声电阻Rn 在这一过程中不断增大，但增速逐渐放缓。Cl -加入初期，电位电流峰数量和密度均处于较高水平，电位峰寿命明显大于电流峰；随着点蚀由亚稳态点蚀向稳态点蚀发展，电流峰的寿命逐渐增加，最终达到与电位峰相当的水平。噪声电阻的变化可以明显地分为三个阶段，分别对应于亚稳态点蚀期，稳态点蚀期和稳态点蚀后期。电流噪声和电位噪声标准偏差的散点图亦能明显观察出这个过程，在稳态点蚀后期N80 钢出现了均匀腐蚀。

摘要： 使用电化学噪声技术研究了N80 钢经0. 5mol/L 的NaHCO3 溶液钝化处理后在0.5mol/LNaCl 溶液中的局部腐蚀过程。经过图谱分析发现，在钝化阶段，电流由大变小，电位由小变大，两者最终趋于稳定。噪声电阻Rn 在这一过程中不断增大，但增速逐渐放缓。Cl -加入初期，电位电流峰数量和密度均处于较高水平，电位峰寿命明显大于电流峰；随着点蚀由亚稳态点蚀向稳态点蚀发展，电流峰的寿命逐渐增加，最终达到与电位峰相当的水平。噪声电阻的变化可以明显地分为三个阶段，分别对应于亚稳态点蚀期，稳态点蚀期和稳态点蚀后期。电流噪声和电位噪声标准偏差的散点图亦能明显观察出这个过程，在稳态点蚀后期N80 钢出现了均匀腐蚀。

摘要： 采用电化学、扫描电镜(SEM)和X-射线衍射(XRD)技术对近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为进行了系统性研究。实验结果表明在近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为依赖于溶液的pH 值。在溶液pH 值低于5.9 时，金属表面处于活性溶解状态。当溶液pH 值增至6.5 时，在金属表面开始形成不同粒径大小的FeCO3 晶体，但腐蚀产物膜并不完整。但当溶液pH 值进一步增大至 pH 6.9 和7.4 时，可以看到完整的腐蚀产物膜开始在金属表面形成。腐蚀产物晶体颗粒尺寸随溶液pH 值的增加变得更小，形成的膜也更加致密。但当溶液pH 增加到pH7.3 后，金属表面FeCO3 钝化膜的稳定性反而下降，这可能与过高含量的HCO3 -加速钝化膜的溶解过程有关。

摘要： 采用电化学、扫描电镜(SEM)和X-射线衍射(XRD)技术对近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为进行了系统性研究。实验结果表明在近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为依赖于溶液的pH 值。在溶液pH 值低于5.9 时，金属表面处于活性溶解状态。当溶液pH 值增至6.5 时，在金属表面开始形成不同粒径大小的FeCO3 晶体，但腐蚀产物膜并不完整。但当溶液pH 值进一步增大至 pH 6.9 和7.4 时，可以看到完整的腐蚀产物膜开始在金属表面形成。腐蚀产物晶体颗粒尺寸随溶液pH 值的增加变得更小，形成的膜也更加致密。但当溶液pH 增加到pH7.3 后，金属表面FeCO3 钝化膜的稳定性反而下降，这可能与过高含量的HCO3 -加速钝化膜的溶解过程有关。

摘要： 采用电化学、扫描电镜(SEM)和X-射线衍射(XRD)技术对近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为进行了系统性研究。实验结果表明在近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为依赖于溶液的pH 值。在溶液pH 值低于5.9 时，金属表面处于活性溶解状态。当溶液pH 值增至6.5 时，在金属表面开始形成不同粒径大小的FeCO3 晶体，但腐蚀产物膜并不完整。但当溶液pH 值进一步增大至 pH 6.9 和7.4 时，可以看到完整的腐蚀产物膜开始在金属表面形成。腐蚀产物晶体颗粒尺寸随溶液pH 值的增加变得更小，形成的膜也更加致密。但当溶液pH 增加到pH7.3 后，金属表面FeCO3 钝化膜的稳定性反而下降，这可能与过高含量的HCO3 -加速钝化膜的溶解过程有关。

摘要： 采用电化学、扫描电镜(SEM)和X-射线衍射(XRD)技术对近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为进行了系统性研究。实验结果表明在近中性CO2 饱和盐水溶液中N80 钢的腐蚀行为依赖于溶液的pH 值。在溶液pH 值低于5.9 时，金属表面处于活性溶解状态。当溶液pH 值增至6.5 时，在金属表面开始形成不同粒径大小的FeCO3 晶体，但腐蚀产物膜并不完整。但当溶液pH 值进一步增大至 pH 6.9 和7.4 时，可以看到完整的腐蚀产物膜开始在金属表面形成。腐蚀产物晶体颗粒尺寸随溶液pH 值的增加变得更小，形成的膜也更加致密。但当溶液pH 增加到pH7.3 后，金属表面FeCO3 钝化膜的稳定性反而下降，这可能与过高含量的HCO3 -加速钝化膜的溶解过程有关。

摘要： 研究抽油管材料经不同化学热处理后的腐蚀性能，分别测试了N80钢、N80钢渗锌层、N80渗氮层和N80渗氮渗锌复合渗层在油井产出液废水中自腐蚀电位和自腐蚀电流密度。结果表明：抽油管材料在渗锌和复合渗处理后能得到较好的耐腐蚀性能。

摘要： 本发明提供钢锻件用钢和组装型曲轴用钢锻曲拐及钢锻轴颈。所述钢锻件用钢以质量％计含有0.28％以上且0.47％以下的C、0.45％以下的Si、0.90％以上且1.50％以下的Mn、0.006％以下的S、0.30％以下的Cu、0.15％以下的Mo以及0.06％以上且0.32％以下的V，余部为Fe及不可避免的杂质，初析铁素体和珠光体的合计面积率相对于金属组织整体为90％以上，当量圆直径为50nm以下的V系碳化物在初析铁素体中的个数密度为55个/μm2以上且500个/μm2以下，屈服应力为420MPa以上，疲劳强度为330MPa以上。据此，能够实现优良的切削性、高屈服应力以及高疲劳强度。

摘要： 本发明公开了一种齿轮钢钢棒用钢及其制备方法和钢棒的制备方法。所述齿轮钢钢棒用钢的组成包括以下质量百分比的化学成分：C：0.17％～0.24％；Mn：0.85％～1.07％；Si：0.19％～0.30％；Cr：0.98％～1.10％；Mo：0.05％～0.10％；Ni：0.15％～0.25％；Al：0.01％～0.05％；P：小于0.02％；S：小于0.02％；余量为Fe，且所述齿轮钢钢棒用钢Mn与Si的质量比为3.5至4.0之间。本发明所提供的齿轮钢钢棒用钢有较好的末端淬透性。同时生产工艺简单，成本较低。

摘要： 本发明涉及一种宽度500mm以上厚度0.02mm精密不锈钢钢箔的轧制工艺，包括步骤：1)选料：选择厚度为0.35mm、宽度为550～650mm的BWG304L不锈钢钢卷作为轧制原料；2)中间轧程轧制：中间轧程分三道次轧制，由0.35mm轧制至0.035mm；3)成品轧程轧制：成品轧程轧制工作辊直径采用Φ20～30mm，材质选择为M2，粗糙度Ra为0.1～0.25μm，成品轧程分四道次轧制，由0.035mm轧制至0.02mm，成品轧程轧制张力控制在250～450N/mm2，轧制力控制在500KN以下。利用上述轧制工艺生产的0.02mm精密不锈钢钢箔表面质量和实际板型良好，适用于工业化大生产，满足精密不锈钢钢箔的高端行业高品质要求。

摘要： 本发明公开了一种半钢冶炼帘线钢或硬线钢控制钢中氮含量的方法，包括顺序进行的以下步骤：a、将半钢在转炉中进行冶炼，在转炉冶炼的全过程中采用底吹氩气的供气制度，并将转炉钢水的终碳含量控制为0.05％～0.20％；b、在转炉出钢过程中，在出钢量达到转炉钢水总量的1/5之前，开始向钢包精炼炉中加入脱氧合金和精炼渣，并在出钢量达到转炉钢水总量的2/5之前完成脱氧合金和精炼渣的加入，所述精炼渣的碱度为0.8～1.2；c、将钢水在钢包精炼炉中精炼，在精炼初期，加入9～14kg/t钢的所述精炼渣；d、对钢水进行真空循环脱气精炼；e、对钢水进行连铸，在连铸过程中，加入覆盖剂以完全覆盖连铸中间包的钢液面，并且在浇注过程中，中间包的塞棒不吹氩气。

摘要： 一种制造具有优异耐磨性和抗疲劳性的高碳轴承钢的热处理方法、经过所述热处理的高碳轴承钢的盘条、所述盘条的制造方法、通过所述热处理制造的高碳轴承钢及用于制造所述盘条的钢坯的均热处理方法。所述轴承热处理方法包括以下步骤：淬火含有0.5-1.20重量％的碳和1.0-2.0重量％的硅的轴承形钢件；使经淬火的钢件在M

摘要： 本发明公开了一种齿轮钢钢棒用钢及其制备方法和钢棒的制备方法。所述齿轮钢钢棒用钢的组成包括以下质量百分比的化学成分：C：0.17％～0.24％；Mn：0.85％～1.07％；Si：0.19％～0.30％；Cr：0.98％～1.10％；Mo：0.05％～0.10％；Ni：0.15％～0.25％；Al：0.01％～0.05％；P：小于0.02％；S：小于0.02％；余量为Fe，且所述齿轮钢钢棒用钢Mn与Si的质量比为3.5至4.0之间。本发明所提供的齿轮钢钢棒用钢有较好的末端淬透性。同时生产工艺简单，成本较低。

摘要： 本发明提供钢锻件用钢和组装型曲轴用钢锻曲拐及钢锻轴颈。所述钢锻件用钢以质量％计含有0.28％以上且0.47％以下的C、0.45％以下的Si、0.90％以上且1.50％以下的Mn、0.006％以下的S、0.30％以下的Cu、0.15％以下的Mo以及0.06％以上且0.32％以下的V，余部为Fe及不可避免的杂质，初析铁素体和珠光体的合计面积率相对于金属组织整体为90％以上，当量圆直径为50nm以下的V系碳化物在初析铁素体中的个数密度为55个/μm

摘要： 本发明公开了一种半钢冶炼帘线钢或硬线钢控制钢中氮含量的方法，包括顺序进行的以下步骤：a、将半钢在转炉中进行冶炼，在转炉冶炼的全过程中采用底吹氩气的供气制度，并将转炉钢水的终碳含量控制为0.05％～0.20％；b、在转炉出钢过程中，在出钢量达到转炉钢水总量的1/5之前，开始向钢包精炼炉中加入脱氧合金和精炼渣，并在出钢量达到转炉钢水总量的2/5之前完成脱氧合金和精炼渣的加入，所述精炼渣的碱度为0.8～1.2；c、将钢水在钢包精炼炉中精炼，在精炼初期，加入9～14kg/t钢的所述精炼渣；d、对钢水进行真空循环脱气精炼；e、对钢水进行连铸，在连铸过程中，加入覆盖剂以完全覆盖连铸中间包的钢液面，并且在浇注过程中，中间包的塞棒不吹氩气。

摘要： 本实用新型涉及炼钢自动化领域，具体的是一种推钢式加热炉自动进钢、排钢、出钢系统，包括加热炉、正对于加热炉的入口位置设的推钢机以及位于推钢机和加热炉之间的进钢辊道，进钢辊道中可一次并行多条钢坯，在进钢辊道与加热炉之间设有用于计数的第一接近开关，第一接近开关位于钢坯的下方，位于进钢辊道末端设有用于提示钢坯到位的第二接近开关，本实用新型通过第一接近开关可对一次进入加热炉的钢坯数量进行计数，通过第二接近开关可判断钢坯是否到达进钢辊道中的正对加热炉入口位置，可避免因人工视线操作造成的疲劳出错。

摘要： 本实用新型涉及一种用于钢壳沉管的端钢壳，特别是一种用于钢壳沉管的端钢壳的钢结构和用于钢壳沉管的端钢壳，其中，钢结构包括环形腔体，所述环形腔体内设置有隔板，所述隔板沿所述环形腔体横向设置，所述隔板上设置有过浆孔，所述隔板与所述环形腔体的腔壁相连接。本实用新型的一种用于钢壳沉管的端钢壳的钢结构，通过环形腔体来适应钢壳沉管外壁的环形结构，同时环形腔体内设置有隔板，以满足确保端钢壳的强度要求，隔板上设置有过浆孔，使得整个环形腔体环形同仓，以适配钢壳沉管，满足钢壳沉管端部的使用要求。