基于理化检测的某LPG储罐热影响区裂纹形成机理研究

（广东省特种设备检测研究院佛山检测院 佛山 528000）

裂纹是金属在应力与外界环境共同作用下，形成的局部不连续区域，其末端尖锐，呈现出较高的应力集中现象，是液化石油气（LPG）储罐发生泄漏事故的诱因。在罐体内部高压与尖端集中应力的作用下，初生裂纹不断生长，最终穿透罐体引起LPG泄漏。泄漏的LPG气体与空气混合，在外界因素作用下，极易引发火灾爆炸事故，造成严重事故后果[1]。因此，研究LPG储罐裂纹形成机理，对保证LPG的存储安全、预防灾害事故的发生具有重要意义。

本文以某LPG气站1#储罐a10裂纹为研究对象，采用理化检验方法，获取裂纹及附近区域金属的金相组织结构、微量元素构成及硬度表现情况，进而分析裂纹形成机理；对a3、a5、a11裂纹进行理化检测，验证a10裂纹分析结果的可靠性。

1 裂纹概述

某气站储罐区共设置7台100m3卧式LPG储罐和1台15m3卧式LPG残液罐，各储罐沿东西向平行布置，单位内编号依次为1#～8#。2018年3月，对该气站1#、2#及8#罐进行定期检验，结果显示，1#罐筒体环焊缝B5热影响区表面共存在11处裂纹（a1～a11），裂纹主要分布于罐体液相空间中下部及气相空间上部，走向大致与焊缝垂直，长度介于5～15mm之间，打磨2～3mm后进行MT复探，裂纹仍然存在（见图1～图3），对裂纹周边区域进行超声波检测，未发现深部埋藏缺陷。

图1 1#罐沿顶部母线展开图

图2 B5焊缝裂纹剖面定位图

图3 复探裂纹a10（10mm）

2 理化检测

1#罐体材质选用低合金钢16MnR，执行标准GB 6654—1996《压力容器用钢材》，本体由8个筒节、2个椭圆形封头对焊成型，其中环焊缝B1～B4、B6～B7采用埋弧自动焊焊接，B5采用手工电弧焊焊接，焊后热处理选取580℃整体退火工艺，保温时间1h。根据气站提供的资料，获取储罐基本参数（见表1）。

表1 1#罐基本参数

取裂纹a10为研究对象，分别采用金相检测、光谱分析及硬度测定三种理化检验方法，综合分析裂纹及其附近区域金属的理化特性，研究裂纹的形成机理。

2.1 金相分析

现场对裂纹a10及附近区域进行机械抛光，打磨深度约1.5mm，以4%硝酸酒精溶液腐蚀金属表面，获取腐蚀后金属表面形态[2]；应用金相显微镜在放大200倍条件下，分别对焊缝、裂纹区域及母材进行金相检测，获取各区域金相图谱（见图4～图7）。

图4 腐蚀后金属表面

从图4可以看出，裂纹附存于热影响区，尖端往焊缝方向生长，走向与焊缝近似垂直。在裂纹附近的热影响区内存在异常区域，较之其他区域，该区域表面颜色较浅，形状不规则，弧形边界清晰可见，此类型区域在1#罐其他10处裂纹附近均有发现。

从图5至图7可以看出，母材显微组织为铁素体3]+珠光体[4]，铁素体为白色基体，片状珠光体呈块状分布，晶界清晰，晶粒球化级别低，为正常退火热处理所得16MnR组织；焊缝显微组织为铁素体+珠光体+少量贝氏体，铁素体呈块状，沿柱状晶分布，内含少量珠光体，为正常的焊缝组织；裂纹金属（异常区域）显微组织与母材金属存在较大差异，与焊缝金属基本相同，二者金相成分、晶粒大小均具有较高的相似性，非正常热影响区显微组织，初步断定异常区域与焊缝区域金属材质相同。

图5 母材金相图（×200倍）

图6 裂纹金相图（×200倍）

2.2 光谱分析

采用全定量式光谱仪对焊缝、异常区域及母材金属进行光谱分析，获取各区域金属主要微量元素含量（见表2）。从表2可以看出，母材、焊缝金属主要微量元素含量，均处于标准规定的16MnR钢板及相应焊条微量元素含量范围内，满足GB 6654—1996的要求。二者在P、S、Si、Mn、Cu等微量元素含量上相近，对外界环境具有相似的理化抗性；较之母材，焊缝金属C含量较低，具有良好的焊接性能，能够较好地实现相邻筒节的焊接连接。

母材受焊接高温的作用，微观组织发生变化，形成热影响区，其基本元素构成不变。从表2可看出，异常区域金属主要微量元素含量与焊缝金属基本相同，与母材存在较大差异，尤其表现在C含量上，前者约0.07%～0.08%，后者约0.15%～0.17%，后者接近前者2倍，非正常热影响区金属微量元素组分构成。

表2 裂纹附近区域金属主要微量元素含量（%）

结合金相与光谱分析结果可以判定，储罐B5合拢环焊缝成型后，其附近多处区域曾进行二次焊接作业，二次焊接与首次焊接采用的焊条材质相同。审查1#罐历史资料发现，该罐自投入使用至今，无补焊维修记录，因此，二次焊接作业发生于储罐制造时期。

图7 焊缝金相图（×200倍）

2.3 硬度检测

采用里氏硬度计测定各区域金属硬度，换算成布氏硬度[5]，获取金属表面硬度值（见表3）。针对现场组焊的压力容器，在完成容器局部或整体热处理工艺后，焊缝附近区域金属硬度应满足式（1）的要求。

从表3中可以看出，焊缝附近各区域硬度由高到低依次为：异常区域、焊缝、正常热影响区、母材。其中，焊缝和正常热影响区金属硬度平均值为172HB、161HB，属于16MnR材质退火热处理后正常硬度范围，小于式（1）要求的硬度阈值185HB；异常区域金属硬度平均值253HB，与焊缝金属硬度平均值相差81HB，远大于焊缝硬度阈值185HB，属于非正常硬度范围。

表3 布氏硬度值（单位：HB）

结合金相、光谱及硬度检测结果可以判定，B5合拢环焊缝二次焊接发生在首次焊接焊后热处理结束后的一段时期，二次焊接作业完成后，施焊区域未再次进行局部或整体焊后热处理工作，因二次施焊区域为进行过焊后热处理，故该区域保持着焊缝最原始的组织形态，从而在首次焊接的焊缝热影响区域内形成多处硬度值偏高的区域。较之正常热影响区，此区域内金属物理力学性能存在较大差异，在金相腐蚀表面显示颜色较浅，与周边区域之间具有鲜明的边界，为正常热影响区内的异常区域（见图4）。

3 裂纹形成机理分析

3.1 裂纹成因分析

焊缝金属硬度高、脆性大、塑性差，较之母材更容易发生脆性开裂。理化检测结果显示，1#罐a10裂纹断口平直，断面较光滑，呈穿晶形态发展，主体带有分支，末端尖细，走向近似垂直焊缝，属于典型的脆性开裂裂纹（见图4、图6）。

在容器使用过程中，焊缝脆性裂纹的形成机理可以分为三类：

1）腐蚀环境下，金属拉应力与腐蚀介质共同作用，引发应力腐蚀开裂；

2）金属承受超出极限抗拉强度的拉应力，导致脆性开裂；

3）金属制造过程遗留的微小缺陷，在使用过程中不断生长，引起脆性开裂。

LPG储罐的应力腐蚀开裂主要是湿H2S环境下的应力腐蚀开裂[6]，根据气站提供的资料，1#罐历年LPG分析报告未发现H2S成分，不具备湿H2S应力腐蚀开裂条件。1#罐于1993年投入使用，至今运行已25年，期间运行参数稳定，历次全面检验报告均未发现裂纹缺陷，不存在承受超出极限抗拉强度拉应力的情况。因此，a10裂纹属于制造遗留微小缺陷引发的脆性裂纹。

根据理化检测结果，a10裂纹附存于二次焊接施焊区域，该区域布氏硬度平均值达253HB，具有很高的焊接残余应力。由于未进行焊后热处理，焊接完成后，金属深部区域产生微小缺陷，受焊接残余应力与内部高压的作用，微小缺陷不断生长，最后形成裂纹。

3.2 裂纹走向分析

就工作应力而言，采用弹塑性力学无力矩理论对裂纹区域进行应力[7]计算。在上述分析中得知，裂纹区域为补焊过的区域，且该区域补焊后未再次进行焊后热处理，导致该区域的焊接残余应力远大于其他主焊缝（纵焊缝和环焊缝）的焊接残余应力。在工作应力和焊接残余应力的相互叠加作用下，裂纹区域应力分布图如图8所示，其中z轴代表厚度方向的径向应力，y轴代表轴向方向的轴向应力，x代表环向方向的环向应力。获取该区域环向应力σβ、轴向应力σθ与径向应力σp。

图8 裂纹区域应力分析图

其中，p——储罐内压，MPa；D——罐体内径，mm；δ——罐体壁厚，mm，应力方向以拉应力为正，压应力为负。根据式（2）可知，σβ=2σθ。因此，拉应力作用下产生的裂纹，其走向应与环向应力垂直。

在实际检验中，合拢环焊缝B5布置于筒体中间，沿筒体环向布置，裂纹a1～a11位于合拢环焊缝B5附近，沿筒体纵向分布，即裂纹走向为垂直于合拢环焊缝B5方向。即验证了裂纹走向与环向应力垂直，满足了式（2）的要求。

3.3 验证分析

为验证a10裂缝形成机理分析结果的可靠性，选取1#罐a3、a5、a11裂纹为研究对象，对其进行理化检测。结果显示，a3、a5、a11裂纹形状与a10相似，其走向基本与环焊缝垂直，均附存于热影响区内异常区域。异常区域内金属显微组织与焊缝金属显微组织相近（见图9、图10），微量元素成分与焊缝金属相似，布氏硬度平均值远大于正常热影响区硬度值，分别为248HB、239HB及252HB。可以判定，由于二次焊接后未进行焊后热处理，金属深部微小缺陷不断生长，在各施焊区域发展为不同长度的表面裂纹。a3、a5、a11裂纹的理化检测结果验证了a10裂纹的分析结果。

图9 a5裂纹金属腐蚀表面

图10 a5裂纹金相图（×200倍）

4 结论

以某气站1#LPG储罐B5焊缝热影响区a10裂纹为研究对象，对其进行理化检测，分析裂纹形成机理，结果表明：

1）裂纹断口平直，断面光滑，呈穿晶形态发展，主体带有分支，末端尖细，走向近似与垂直焊缝，为典型脆性裂纹。

2）裂纹附近异常区域为二次焊接作业施焊区域，该区域在焊接完成后未开展焊后热处理工作，在金属深部区域形成局部微小缺陷。

3）受高焊接残余应力与罐体内压的共同作用，二次施焊区域金属深部微小缺陷不断生长，在各施焊区域发展为不同长度的表面裂纹。

4）a3、a5、a11裂纹的理化检测结果验证了a10裂纹的分析结果。