基于理化檢測的某LPG儲罐熱影響區裂紋形成機理研究

（廣東省特種設備檢測研究院佛山檢測院 佛山 528000）

裂紋是金屬在應力與外界環境共同作用下，形成的局部不連續區域，其末端尖銳，呈現出較高的應力集中現象，是液化石油氣（LPG）儲罐發生泄漏事故的誘因。在罐體內部高壓與尖端集中應力的作用下，初生裂紋不斷生長，最終穿透罐體引起LPG泄漏。泄漏的LPG氣體與空氣混合，在外界因素作用下，極易引發火災爆炸事故，造成嚴重事故后果[1]。因此，研究LPG儲罐裂紋形成機理，對保證LPG的存儲安全、預防災害事故的發生具有重要意義。

本文以某LPG氣站1#儲罐a10裂紋為研究對象，采用理化檢驗方法，獲取裂紋及附近區域金屬的金相組織結構、微量元素構成及硬度表現情況，進而分析裂紋形成機理；對a3、a5、a11裂紋進行理化檢測，驗證a10裂紋分析結果的可靠性。

1 裂紋概述

某氣站儲罐區共設置7臺100m3臥式LPG儲罐和1臺15m3臥式LPG殘液罐，各儲罐沿東西向平行布置，單位內編號依次為1#～8#。2018年3月，對該氣站1#、2#及8#罐進行定期檢驗，結果顯示，1#罐筒體環焊縫B5熱影響區表面共存在11處裂紋（a1～a11），裂紋主要分布于罐體液相空間中下部及氣相空間上部，走向大致與焊縫垂直，長度介于5～15mm之間，打磨2～3mm后進行MT復探，裂紋仍然存在（見圖1～圖3），對裂紋周邊區域進行超聲波檢測，未發現深部埋藏缺陷。

圖1 1#罐沿頂部母線展開圖

圖2 B5焊縫裂紋剖面定位圖

圖3 復探裂紋a10（10mm）

2 理化檢測

1#罐體材質選用低合金鋼16MnR，執行標準GB 6654—1996《壓力容器用鋼材》，本體由8個筒節、2個橢圓形封頭對焊成型，其中環焊縫B1～B4、B6～B7采用埋弧自動焊焊接，B5采用手工電弧焊焊接，焊后熱處理選取580℃整體退火工藝，保溫時間1h。根據氣站提供的資料，獲取儲罐基本參數（見表1）。

表1 1#罐基本參數

取裂紋a10為研究對象，分別采用金相檢測、光譜分析及硬度測定三種理化檢驗方法，綜合分析裂紋及其附近區域金屬的理化特性，研究裂紋的形成機理。

2.1 金相分析

現場對裂紋a10及附近區域進行機械拋光，打磨深度約1.5mm，以4%硝酸酒精溶液腐蝕金屬表面，獲取腐蝕后金屬表面形態[2]；應用金相顯微鏡在放大200倍條件下，分別對焊縫、裂紋區域及母材進行金相檢測，獲取各區域金相圖譜（見圖4～圖7）。

圖4 腐蝕后金屬表面

從圖4可以看出，裂紋附存于熱影響區，尖端往焊縫方向生長，走向與焊縫近似垂直。在裂紋附近的熱影響區內存在異常區域，較之其他區域，該區域表面顏色較淺，形狀不規則，弧形邊界清晰可見，此類型區域在1#罐其他10處裂紋附近均有發現。

從圖5至圖7可以看出，母材顯微組織為鐵素體3]+珠光體[4]，鐵素體為白色基體，片狀珠光體呈塊狀分布，晶界清晰，晶粒球化級別低，為正常退火熱處理所得16MnR組織；焊縫顯微組織為鐵素體+珠光體+少量貝氏體，鐵素體呈塊狀，沿柱狀晶分布，內含少量珠光體，為正常的焊縫組織；裂紋金屬（異常區域）顯微組織與母材金屬存在較大差異，與焊縫金屬基本相同，二者金相成分、晶粒大小均具有較高的相似性，非正常熱影響區顯微組織，初步斷定異常區域與焊縫區域金屬材質相同。

圖5 母材金相圖（×200倍）

圖6 裂紋金相圖（×200倍）

2.2 光譜分析

采用全定量式光譜儀對焊縫、異常區域及母材金屬進行光譜分析，獲取各區域金屬主要微量元素含量（見表2）。從表2可以看出，母材、焊縫金屬主要微量元素含量，均處于標準規定的16MnR鋼板及相應焊條微量元素含量范圍內，滿足GB 6654—1996的要求。二者在P、S、Si、Mn、Cu等微量元素含量上相近，對外界環境具有相似的理化抗性；較之母材，焊縫金屬C含量較低，具有良好的焊接性能，能夠較好地實現相鄰筒節的焊接連接。

母材受焊接高溫的作用，微觀組織發生變化，形成熱影響區，其基本元素構成不變。從表2可看出，異常區域金屬主要微量元素含量與焊縫金屬基本相同，與母材存在較大差異，尤其表現在C含量上，前者約0.07%～0.08%，后者約0.15%～0.17%，后者接近前者2倍，非正常熱影響區金屬微量元素組分構成。

表2 裂紋附近區域金屬主要微量元素含量（%）

結合金相與光譜分析結果可以判定，儲罐B5合攏環焊縫成型后，其附近多處區域曾進行二次焊接作業，二次焊接與首次焊接采用的焊條材質相同。審查1#罐歷史資料發現，該罐自投入使用至今，無補焊維修記錄，因此，二次焊接作業發生于儲罐制造時期。

圖7 焊縫金相圖（×200倍）

2.3 硬度檢測

采用里氏硬度計測定各區域金屬硬度，換算成布氏硬度[5]，獲取金屬表面硬度值（見表3）。針對現場組焊的壓力容器，在完成容器局部或整體熱處理工藝后，焊縫附近區域金屬硬度應滿足式（1）的要求。

從表3中可以看出，焊縫附近各區域硬度由高到低依次為：異常區域、焊縫、正常熱影響區、母材。其中，焊縫和正常熱影響區金屬硬度平均值為172HB、161HB，屬于16MnR材質退火熱處理后正常硬度范圍，小于式（1）要求的硬度閾值185HB；異常區域金屬硬度平均值253HB，與焊縫金屬硬度平均值相差81HB，遠大于焊縫硬度閾值185HB，屬于非正常硬度范圍。

表3 布氏硬度值（單位：HB）

結合金相、光譜及硬度檢測結果可以判定，B5合攏環焊縫二次焊接發生在首次焊接焊后熱處理結束后的一段時期，二次焊接作業完成后，施焊區域未再次進行局部或整體焊后熱處理工作，因二次施焊區域為進行過焊后熱處理，故該區域保持著焊縫最原始的組織形態，從而在首次焊接的焊縫熱影響區域內形成多處硬度值偏高的區域。較之正常熱影響區，此區域內金屬物理力學性能存在較大差異，在金相腐蝕表面顯示顏色較淺，與周邊區域之間具有鮮明的邊界，為正常熱影響區內的異常區域（見圖4）。

3 裂紋形成機理分析

3.1 裂紋成因分析

焊縫金屬硬度高、脆性大、塑性差，較之母材更容易發生脆性開裂。理化檢測結果顯示，1#罐a10裂紋斷口平直，斷面較光滑，呈穿晶形態發展，主體帶有分支，末端尖細，走向近似垂直焊縫，屬于典型的脆性開裂裂紋（見圖4、圖6）。

在容器使用過程中，焊縫脆性裂紋的形成機理可以分為三類：

1）腐蝕環境下，金屬拉應力與腐蝕介質共同作用，引發應力腐蝕開裂；

2）金屬承受超出極限抗拉強度的拉應力，導致脆性開裂；

3）金屬制造過程遺留的微小缺陷，在使用過程中不斷生長，引起脆性開裂。

LPG儲罐的應力腐蝕開裂主要是濕H2S環境下的應力腐蝕開裂[6]，根據氣站提供的資料，1#罐歷年LPG分析報告未發現H2S成分，不具備濕H2S應力腐蝕開裂條件。1#罐于1993年投入使用，至今運行已25年，期間運行參數穩定，歷次全面檢驗報告均未發現裂紋缺陷，不存在承受超出極限抗拉強度拉應力的情況。因此，a10裂紋屬于制造遺留微小缺陷引發的脆性裂紋。

根據理化檢測結果，a10裂紋附存于二次焊接施焊區域，該區域布氏硬度平均值達253HB，具有很高的焊接殘余應力。由于未進行焊后熱處理，焊接完成后，金屬深部區域產生微小缺陷，受焊接殘余應力與內部高壓的作用，微小缺陷不斷生長，最后形成裂紋。

3.2 裂紋走向分析

就工作應力而言，采用彈塑性力學無力矩理論對裂紋區域進行應力[7]計算。在上述分析中得知，裂紋區域為補焊過的區域，且該區域補焊后未再次進行焊后熱處理，導致該區域的焊接殘余應力遠大于其他主焊縫（縱焊縫和環焊縫）的焊接殘余應力。在工作應力和焊接殘余應力的相互疊加作用下，裂紋區域應力分布圖如圖8所示，其中z軸代表厚度方向的徑向應力，y軸代表軸向方向的軸向應力，x代表環向方向的環向應力。獲取該區域環向應力σβ、軸向應力σθ與徑向應力σp。

圖8 裂紋區域應力分析圖

其中，p——儲罐內壓，MPa；D——罐體內徑，mm；δ——罐體壁厚，mm，應力方向以拉應力為正，壓應力為負。根據式（2）可知，σβ=2σθ。因此，拉應力作用下產生的裂紋，其走向應與環向應力垂直。

在實際檢驗中，合攏環焊縫B5布置于筒體中間，沿筒體環向布置，裂紋a1～a11位于合攏環焊縫B5附近，沿筒體縱向分布，即裂紋走向為垂直于合攏環焊縫B5方向。即驗證了裂紋走向與環向應力垂直，滿足了式（2）的要求。

3.3 驗證分析

為驗證a10裂縫形成機理分析結果的可靠性，選取1#罐a3、a5、a11裂紋為研究對象，對其進行理化檢測。結果顯示，a3、a5、a11裂紋形狀與a10相似，其走向基本與環焊縫垂直，均附存于熱影響區內異常區域。異常區域內金屬顯微組織與焊縫金屬顯微組織相近（見圖9、圖10），微量元素成分與焊縫金屬相似，布氏硬度平均值遠大于正常熱影響區硬度值，分別為248HB、239HB及252HB。可以判定，由于二次焊接后未進行焊后熱處理，金屬深部微小缺陷不斷生長，在各施焊區域發展為不同長度的表面裂紋。a3、a5、a11裂紋的理化檢測結果驗證了a10裂紋的分析結果。

圖9 a5裂紋金屬腐蝕表面

圖10 a5裂紋金相圖（×200倍）

4 結論

以某氣站1#LPG儲罐B5焊縫熱影響區a10裂紋為研究對象，對其進行理化檢測，分析裂紋形成機理，結果表明：

1）裂紋斷口平直，斷面光滑，呈穿晶形態發展，主體帶有分支，末端尖細，走向近似與垂直焊縫，為典型脆性裂紋。

2）裂紋附近異常區域為二次焊接作業施焊區域，該區域在焊接完成后未開展焊后熱處理工作，在金屬深部區域形成局部微小缺陷。

3）受高焊接殘余應力與罐體內壓的共同作用，二次施焊區域金屬深部微小缺陷不斷生長，在各施焊區域發展為不同長度的表面裂紋。

4）a3、a5、a11裂紋的理化檢測結果驗證了a10裂紋的分析結果。