摘 要:某天然氣公司 LNG 儲罐在安裝使用５a(年)后,內(nèi)罐的底部封頭部位發(fā)生泄漏.通過 宏觀檢驗、化學(xué)成分分析、金相檢驗、力學(xué)性能試驗及斷口分析等方法對該儲罐泄漏原因進(jìn)行了分 析.結(jié)果表明:封頭母材在成型過程中發(fā)生了形變誘發(fā)馬氏體相變,部分奧氏體組織轉(zhuǎn)變?yōu)樾巫凂R 氏體,組織脆化;服役時,封頭直邊段需要承受較大介質(zhì)內(nèi)壓,加之焊接殘余應(yīng)力以及充裝過程中溫 差應(yīng)力的共同作用,封頭近焊縫部位出現(xiàn)沿晶裂紋,最終導(dǎo)致開裂失效. 

關(guān)鍵詞:LNG 儲罐;形變誘發(fā)馬氏體;焊接殘余應(yīng)力;溫差應(yīng)力;沿晶裂紋 

中圖分類號:TE８２１ 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:１００１Ｇ４０１２(２０１９)０９Ｇ０６５７Ｇ０６

LNG 儲罐屬常壓、低溫大型儲罐,具有良好的 耐低溫性能和優(yōu)異的保冷性能.儲罐采用雙層壁結(jié) 構(gòu),運用封攔理念,可以很大程度上確保儲存安全. 某天然氣公司的 LNG 立式子母型儲罐(一臺母罐 內(nèi)均布１０臺子罐)在安裝使用５a(年)后發(fā)生泄漏, 現(xiàn)場對其進(jìn)行滲透檢驗,發(fā)現(xiàn)有６臺內(nèi)罐的底部封 頭部位直邊段出現(xiàn)了多處裂紋.

罐體 由 上 下 直 筒 和 上 下 封 頭 ４ 部 分 組 成, LNG儲罐的容器類別為Ⅱ類;設(shè)計使用年限３０a; 容積２３６m３;工作溫度范圍在－１６２ ℃及以上;設(shè) 計工作溫度－１９６ ℃;工作壓力０．３０ MPa;設(shè)計壓 力０．４５ MPa;設(shè)計厚度:上/下直筒７．３９/７．５７mm, 上/下封頭７．３８/７．６３mm;工作介質(zhì)為液化天然氣 (LNG);主 體 材 料 為 S３０４０８(０６Cr１９Ni１０)不 銹鋼. 

為查明該 LNG 儲罐泄漏的原因,筆者對最先 泄漏的儲罐 裂 紋 區(qū) 進(jìn) 行 了 檢 驗 和 分 析,研 究 了 引 起底 部 封 頭 開 裂 的 原 因,并 提 出 了 相 應(yīng) 的 預(yù) 防 措施.

１ 理化檢驗 

１．１ 宏觀檢驗 

儲罐裂紋區(qū)的宏觀形貌如圖１所示,可見板材 表面光亮,無 明 顯 氧 化、腐 蝕 現(xiàn) 象;內(nèi) 壁 處 距 焊 縫 ２５０mm 范圍內(nèi)存在明顯的成型痕跡,成型痕跡間 距約５０mm.從焊縫宏觀形貌可以看出,罐體焊接 成型較好,但焊縫及上下兩側(cè)各１５mm 范圍內(nèi)存在 明顯的氧化、變色痕跡,說明焊接過程中的熱輸入較 大.對內(nèi)、外壁進(jìn)行滲透檢測,結(jié)果顯示焊縫及筒體 母材未發(fā)現(xiàn)裂紋缺陷,裂紋集中在近焊縫下封頭母 材部位;裂紋呈直線型、無分叉,數(shù)量較多且相互平 行,長度在５~４０mm 范圍內(nèi);多數(shù)裂紋穿透板片, 且內(nèi)壁裂紋長度大于外壁裂紋長度,初步判斷裂紋 起源于儲罐內(nèi)壁.

１．２ 化學(xué)成分分析 

對焊縫和下封頭母材的化學(xué)成分進(jìn)行分析,結(jié)果見 表 １.可 見 其 化 學(xué) 成 分 符 合 GB/T２０８７８－ ２００７«不 銹 鋼 和 耐 熱 鋼 牌 號 及 化 學(xué) 成 分 »中 對 S３０４０８(０６Cr１９Ni１０)成分的要求.

１．３ 金相檢驗 

在筒體和封頭無裂紋區(qū)域取樣,對非金屬夾雜 物級別進(jìn)行評定.封頭非金屬夾雜物級別為 C１．０, 筒體非金屬夾雜物級別為 C１．５,非金屬夾雜物含量 均未超標(biāo). 

在筒體、焊縫、封頭開裂區(qū)及距焊縫７００mm 處 取樣進(jìn)行金相檢驗,如圖２所示.可見筒體的顯微 組織為奧氏體＋析出相,析出相呈條帶狀分布;焊縫 的顯微組織為奧氏體＋鐵素體;距焊縫７００mm 部 位的組織為奧氏體;封頭開裂區(qū)的顯微組織為形變 馬氏體,裂紋沿晶擴展,并伴有晶粒脫落,見圖 ３. 從擴展形態(tài)來看,裂紋以獨立擴展的平行裂紋為主, 分別向焊縫、封頭中心擴展,見圖４.

為進(jìn)一步 分 析 封 頭 開 裂 的 原 因,在 下 封 頭 未 開裂區(qū)取樣,研 究 封 頭 變 形 程 度 對 組 織 與 硬 度 的 影響.取樣方法為以距焊縫１５ mm 處為起點,以 ５０mm 為間隔向封頭中心方向取樣,共 取 ６ 個 試 樣 ,依次編號１~６.對其進(jìn)行金相檢驗,可見試樣１~６的顯微組織均為奧氏體＋形變馬氏體,說明部 分奧氏體轉(zhuǎn)變?yōu)榱司哂畜w心立方結(jié)構(gòu)的馬氏體[１], 見圖５.

１．４ 馬氏體相含量和硬度測定

顯微組織分析結(jié)果表明,封頭中存在具有鐵磁 性的體心立方馬氏體相,其含量可通過鐵素體測定 儀來測量,結(jié)果見圖６.可見熔合線附近的鐵磁相 面 積 百 分 比 僅 為 １％,距 焊 縫 ２０ mm 處 劇 增 至 ５０％,之后隨著與焊縫距離的增加,鐵磁相含量持續(xù) 降低,距焊縫６００mm 之后保持穩(wěn)定,鐵磁相面積百 分比在４％左右.在變形溫度恒定的情況下,不銹 鋼的鐵磁相面積百分比隨變形量的增加而增加[２]. 形變馬氏體具有高強度、高硬度的特點,馬氏體數(shù)量 越多,鋼材的硬度越高[３].在距焊縫０~２５０mm 范 圍內(nèi),鐵磁相面積百分比的變化與相應(yīng)部位硬度值 的變 化 趨 勢 一 致,２０ mm 處 硬 度 值 最 高,約 為 ３５０HV１０,之后隨距離的增加,硬 度 值 逐 漸 降 低,２５０mm 處 硬 度 值 約 ２４０ HV１０;在 距 焊 縫 ３００~ ７００mm 范圍內(nèi),硬度值基本保持在２２５HV１０,此 范圍內(nèi)的鐵磁相面積百分比在２６％以下,對板材硬度影響較小.

１．５ 力學(xué)性能試驗 

分別在封頭、筒體的近焊縫無裂紋部位取樣,進(jìn) 行力學(xué)性能試驗,結(jié)果見表２和表３.可見筒體的 拉伸性能符合標(biāo)準(zhǔn)要求;封頭的抗拉強度、屈服強度 均較高,屈強比大于０．９６,不符合標(biāo)準(zhǔn)要求.屈強 比較大時,材料在受力過程中不會發(fā)生明顯的屈服, 超過其抗拉強度就會直接發(fā)生脆性斷裂.

筒體母材在常溫和低溫狀態(tài)下均具有較高的沖 擊吸收能量.封頭母材的低溫沖擊吸收能量較常溫 狀態(tài)的降低幅度較大,平行于焊縫試樣的低溫沖擊 吸收能量僅為常溫狀態(tài)的５１．７％,說明該封頭的韌 性對溫度狀態(tài)較為敏感,這與馬氏體組織的存在有 很大關(guān)系. 

１．６ 斷口分析

裂紋斷口的宏觀形貌如圖７所示,可見裂紋源 區(qū)位于封頭內(nèi)壁,距焊縫約１５ mm;斷面粗糙且存 在明顯的放射狀擴展條紋;斷口邊緣無明顯塑性變 形,呈脆性開裂特征.使用掃描電鏡(SEM)對斷口 微觀形貌進(jìn)行觀察,如圖８所示.可見斷口晶面光 滑,晶界清晰,裂紋內(nèi)無腐蝕現(xiàn)象存在;裂紋源區(qū)、裂 紋擴展區(qū)均呈沿晶斷裂特征,且存在沿晶二次裂紋, 說明材料的內(nèi)應(yīng)力較大.

２ 分析與討論 

２．１ 受力狀態(tài)分析 

服役狀態(tài)下的儲罐封頭部位主要承受容器內(nèi)壓 力產(chǎn)生的應(yīng)力、溫差應(yīng)力、焊接殘余應(yīng)力以及封頭成 型加工過程中產(chǎn)生的形變應(yīng)力等.

該儲罐為立式儲罐,當(dāng)內(nèi)部注滿介質(zhì)時,儲罐內(nèi) 壁尤其是罐體下部,需要承受較大的液體靜壓.儲罐筒體與下封頭連接部位受應(yīng)力影響較大:封頭直 邊段主要受內(nèi)應(yīng)力影響;環(huán)向應(yīng)力主要為壓應(yīng)力;軸 向應(yīng)力主要為拉應(yīng)力.該封頭裂紋沿軸向擴展,與 內(nèi)應(yīng)力的分布狀態(tài)不符,所以封頭開裂與儲罐內(nèi)應(yīng) 力無關(guān).當(dāng)向儲罐中注入 LNG 液體時,若進(jìn)料速 度較快,罐體底部溫度下降就快,內(nèi)、外壁溫差大,使 得罐體內(nèi)壁承受較大的拉應(yīng)力[４],該應(yīng)力方向與開裂方向一致. 

焊接殘余應(yīng)力是不可避免的.奧氏體鋼的導(dǎo)熱 系數(shù)較小,熱膨脹系數(shù)較大,在其冷卻過程中會產(chǎn)生 較大的拉應(yīng)力.另外,當(dāng)不銹鋼加熱至４５０~８５０℃ 的敏化溫度區(qū)間時,鋼中的碳向奧氏體組織擴散,沿 晶界析出 Cr２３C６,使得晶界附近鉻含量降低.當(dāng)鉻 質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于１２％時,鋼的耐腐蝕性和強度就會嚴(yán) 重下降,被影響區(qū)域受到其他作用力時就會沿晶界 開裂.儲罐啟裂部位恰好位于焊接熱影響區(qū)氧化變 色界線部位,較高的焊接熱輸入勢必產(chǎn)生較高的焊 接殘余應(yīng)力. 

該封頭的材料為 S３０４０８ 奧氏體不銹鋼,屬亞 穩(wěn)態(tài)不銹鋼,在冷加工成型過程中易發(fā)生形變誘發(fā) 馬氏體相變.封頭在加工過程中不斷變形,滑移面 及晶界上產(chǎn)生大量位錯,引起點陣畸變;脆性的碳化 物被破壞,沿著流變方向分布;碳原子的固溶入引起 點陣畸變,形成一個以碳原子為中心的應(yīng)力場,與馬 氏體的刃型位錯發(fā)生交互作用,共同對位錯進(jìn)行釘 扎,阻礙了位錯的運動.隨著形變量的增大,鋼材的 內(nèi)應(yīng)力不斷增大[５Ｇ６].

２．２ 產(chǎn)生形變馬氏體的影響因素 

S３０４０８奧氏體不銹鋼經(jīng)固溶處理后的基體組 織為亞穩(wěn)態(tài)奧氏體,而顯微組織分析結(jié)果表明,該儲 罐封頭產(chǎn)生了馬氏體相變.馬氏體相變分為熱誘發(fā) 馬氏體和應(yīng)變誘發(fā)馬氏體:熱誘發(fā)馬氏體相變是將 奧氏體不銹鋼自高溫狀態(tài)快速冷卻至 Ms點以下, 相變驅(qū)動力為冷卻過程中的自由能差;應(yīng)變誘發(fā)馬 氏體相變在 Ms點以上、一定溫度(Md點)以下發(fā)生, 相變驅(qū)動力由塑性變形過程中的機械能提供[５Ｇ８]. 由下式[５,９]可知,該封頭所用 S３０４０８奧氏體不銹鋼 的 Ms點溫度約為－１２９℃,Md點溫度約為４１．５℃, 當(dāng)其在－１２９~４１．５ ℃發(fā)生塑性變形時,就會產(chǎn)生 一定的馬氏體相變.

對封頭 部 位 顯 微 組 織 進(jìn) 行 對 比 可 知,距 焊 縫 ２５０mm 范圍內(nèi)存在馬氏體組織,而距焊縫７００mm 處未發(fā)現(xiàn)馬氏體組織.說明封頭母材原組織為奧氏 體,不存在熱誘發(fā)馬氏體轉(zhuǎn)變的可能性,該馬氏體組 織的存在必定是應(yīng)變誘發(fā)馬氏體相變的結(jié)果.應(yīng)變 誘發(fā)馬氏體相變與塑性變形溫度、變形量、變形速率 均有關(guān)系.有研究表明[９],在相同的溫度和變形速 率下,變形量越大,產(chǎn)生的馬氏體越多;變形量一定, 變形速率越大,為馬氏體相變提供的驅(qū)動力就越大, 產(chǎn)生的馬氏體越多. 

２．３ 形變馬氏體對封頭性能的影響

封頭在發(fā)生形變誘發(fā)馬氏體相變時,會出現(xiàn)強 度、硬度的增加和塑性、韌性的下降,即加工硬化現(xiàn) 象[６].相變馬氏體是與原奧氏體保持共格關(guān)系,以 切變的形式在極短的時間內(nèi)發(fā)生的無擴散相變.切 變過程中產(chǎn)生的位錯、晶格畸變等都是引起材料加 工硬化的原因.這些缺陷的存在使得材料的內(nèi)應(yīng)力 大幅增加,當(dāng)應(yīng)力大于強度極限時,材料就會發(fā)生沿 晶開裂. 

該封頭母材具有較高的抗拉強度和屈服強度, 高于標(biāo)準(zhǔn)要求的上限值;其伸長率明顯偏低,低于標(biāo) 準(zhǔn)要求的下限值,說明封頭母材在成型過程中發(fā)生 了明顯的加工硬化.另外,標(biāo)準(zhǔn)要求 S３０４０８ 不銹 鋼板材屈強比應(yīng)小于０．８５,以保證其具有較好的延 展性,而該儲罐封頭屈強比達(dá)到０．９６以上,說明材 料脆化嚴(yán)重.從封頭裂紋區(qū)宏觀形貌和斷口形貌特 征可以看出,封頭在開裂過程中未發(fā)生塑性變形;從 裂紋形貌可以看出,裂紋沿晶擴展,并存在未擴展至 表面的獨立裂紋,說明封頭在成型或服役狀態(tài)時已經(jīng)存在微裂紋.

３ 結(jié)論及建議 

儲罐下封頭直邊段開裂是由儲罐內(nèi)應(yīng)力引起 的.儲罐在成型過程中發(fā)生了形變誘發(fā)馬氏體相 變,服役時變形量最大部位應(yīng)力集中嚴(yán)重,內(nèi)應(yīng)力的 不斷增大使得材料內(nèi)部產(chǎn)生了沿晶微裂紋,這是造 成封頭開裂的主要因素;另外,設(shè)備在組裝過程中產(chǎn) 生的焊接殘余應(yīng)力和間歇式充裝 LNG 液體造成的 溫差應(yīng)力也加快了應(yīng)力集中和裂紋擴展.

建議采取以下預(yù)防措施:可使用穩(wěn)定性更好的 ３１０系列不銹鋼來代替 S３０４０８不銹鋼作為儲罐材 料;可適當(dāng)提高封頭成型過程中的加工溫度(高于 Md點)或降低變形量和變形速率,以減少形變馬氏 體的數(shù)量,從而有效降低材料的內(nèi)應(yīng)力;可通過調(diào)整 合金元素含量來降低 Md點、提高鎳當(dāng)量、提高層錯 能等,從而提高鋼的穩(wěn)定性,減少馬氏體轉(zhuǎn)變量;封 頭成型后,可通過磁性檢測等方法來確定變形量最 大部位的馬氏體組織含量是否超標(biāo);對已產(chǎn)生馬氏 體相變的封頭,可根據(jù)馬氏體的比例制定合理的量 化退火工藝(１０００~１１００ ℃)或去應(yīng)力退火工藝 (２７５~４５０ ℃),使材料的塑性、韌性得到恢復(fù)或改 善;制定合理的焊接工藝,避免儲罐在后續(xù)的安裝過 程中產(chǎn)生較大的焊接殘余應(yīng)力,必要時進(jìn)行整體焊 后熱處理以消除應(yīng)力[１０]. 

參考文獻(xiàn): 

[１] 肖紀(jì)美．不銹鋼的金屬學(xué)問題[M]．北京:冶金工業(yè)出 版社,２００６． 

[２] 李維東,馬金達(dá)．冷變形對３０４不銹鋼組織和性能的 探討[J]．理 化 檢 驗(物 理 分 冊),２００２,３８(１１):５０７Ｇ ５０９． 

[３] 何朋非,李登科,周夢保．SUS３０４不銹鋼三通裂紋產(chǎn) 生原因分析[J]．理化檢驗(物理分冊),２０１８,５４(１): ７１Ｇ７３． 

[４] 姜海一,石凱,趙文靜,等．LNG真空隔熱儲罐不銹鋼 內(nèi)筒泄漏原因分析[J]．金屬熱處理,２０１５,４０(增刊): １０２Ｇ１０５． 

[５] 韓飛．３０４奧氏體不銹鋼冷加工硬化及退火軟化的研 究[D]．長沙:中南大學(xué),２００４． 

[６] 石凱,姜海一．形變馬氏體對奧氏體不銹鋼封頭性能 的影響[J]．中國特種設(shè)備安全,２０１４,３０(２):２１Ｇ２４． 

[７] 胡德林．金屬學(xué)及熱處理[M]．西安:西北工業(yè)大學(xué)出 版社,１９９４． 

[８] 徐祖耀．馬氏體相變與馬氏體[M]．北京:科學(xué)出版 社,１９９９． 

[９] 姜建林．形變對奧氏體不銹鋼由于應(yīng)變誘發(fā)馬氏體 相變的影響[D]．上海:華東理工大學(xué),２００６． 

[１０] 盧書媛,王衛(wèi)忠,俞璐,等．焊接殘余應(yīng)力的測定及消 除方法[J]．理化檢驗(物理分冊),２０１７,５３(９):６２４Ｇ ６２８． 

文章來源——材料與測試網(wǎng)