（廣東省特種設(shè)備檢測研究院佛山檢測院 佛山 528000）

裂紋是金屬在應(yīng)力與外界環(huán)境共同作用下，形成的局部不連續(xù)區(qū)域，其末端尖銳，呈現(xiàn)出較高的應(yīng)力集中現(xiàn)象，是液化石油氣（LPG）儲罐發(fā)生泄漏事故的誘因。在罐體內(nèi)部高壓與尖端集中應(yīng)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(fā)火災(zāi)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(yù)防災(zāi)害事故的發(fā)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(qū)域金屬的金相組織結(jié)構(gòu)、微量元素構(gòu)成及硬度表現(xiàn)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(jié)果的可靠性。

1 裂紋概述

某氣站儲罐區(qū)共設(shè)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(nèi)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(jié)果顯示，1#罐筒體環(huán)焊縫B5熱影響區(qū)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(fù)探，裂紋仍然存在（見圖1～圖3），對裂紋周邊區(qū)域進行超聲波檢測，未發(fā)現(xiàn)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(fù)探裂紋a10（10mm）

2 理化檢測

1#罐體材質(zhì)選用低合金鋼16MnR，執(zhí)行標準GB 6654—1996《壓力容器用鋼材》，本體由8個筒節(jié)、2個橢圓形封頭對焊成型，其中環(huán)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(jù)氣站提供的資料，獲取儲罐基本參數(shù)（見表1）。

表1 1#罐基本參數(shù)

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(qū)域金屬的理化特性，研究裂紋的形成機理。

2.1 金相分析

現(xiàn)場對裂紋a10及附近區(qū)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(tài)[2]；應(yīng)用金相顯微鏡在放大200倍條件下，分別對焊縫、裂紋區(qū)域及母材進行金相檢測，獲取各區(qū)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(qū)，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(qū)內(nèi)存在異常區(qū)域，較之其他區(qū)域，該區(qū)域表面顏色較淺，形狀不規(guī)則，弧形邊界清晰可見，此類型區(qū)域在1#罐其他10處裂紋附近均有發(fā)現(xiàn)。

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(nèi)含少量珠光體，為正常的焊縫組織；裂紋金屬（異常區(qū)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(qū)顯微組織，初步斷定異常區(qū)域與焊縫區(qū)域金屬材質(zhì)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(qū)域及母材金屬進行光譜分析，獲取各區(qū)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(guī)定的16MnR鋼板及相應(yīng)焊條微量元素含量范圍內(nèi)，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(huán)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(xiàn)相鄰?fù)补?jié)的焊接連接。

母材受焊接高溫的作用，微觀組織發(fā)生變化，形成熱影響區(qū)，其基本元素構(gòu)成不變。從表2可看出，異常區(qū)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(xiàn)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(qū)金屬微量元素組分構(gòu)成。

表2 裂紋附近區(qū)域金屬主要微量元素含量（%）

結(jié)合金相與光譜分析結(jié)果可以判定，儲罐B5合攏環(huán)焊縫成型后，其附近多處區(qū)域曾進行二次焊接作業(yè)，二次焊接與首次焊接采用的焊條材質(zhì)相同。審查1#罐歷史資料發(fā)現(xiàn)，該罐自投入使用至今，無補焊維修記錄，因此，二次焊接作業(yè)發(fā)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(qū)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(xiàn)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(qū)域金屬硬度應(yīng)滿足式（1）的要求。

從表3中可以看出，焊縫附近各區(qū)域硬度由高到低依次為：異常區(qū)域、焊縫、正常熱影響區(qū)、母材。其中，焊縫和正常熱影響區(qū)金屬硬度平均值為172HB、161HB，屬于16MnR材質(zhì)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(qū)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(jié)合金相、光譜及硬度檢測結(jié)果可以判定，B5合攏環(huán)焊縫二次焊接發(fā)生在首次焊接焊后熱處理結(jié)束后的一段時期，二次焊接作業(yè)完成后，施焊區(qū)域未再次進行局部或整體焊后熱處理工作，因二次施焊區(qū)域為進行過焊后熱處理，故該區(qū)域保持著焊縫最原始的組織形態(tài)，從而在首次焊接的焊縫熱影響區(qū)域內(nèi)形成多處硬度值偏高的區(qū)域。較之正常熱影響區(qū)，此區(qū)域內(nèi)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(qū)域之間具有鮮明的邊界，為正常熱影響區(qū)內(nèi)的異常區(qū)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(fā)生脆性開裂。理化檢測結(jié)果顯示，1#罐a10裂紋斷口平直，斷面較光滑，呈穿晶形態(tài)發(fā)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(huán)境下，金屬拉應(yīng)力與腐蝕介質(zhì)共同作用，引發(fā)應(yīng)力腐蝕開裂；

2）金屬承受超出極限抗拉強度的拉應(yīng)力，導(dǎo)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(yīng)力腐蝕開裂主要是濕H2S環(huán)境下的應(yīng)力腐蝕開裂[6]，根據(jù)氣站提供的資料，1#罐歷年LPG分析報告未發(fā)現(xiàn)H2S成分，不具備濕H2S應(yīng)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(shù)穩(wěn)定，歷次全面檢驗報告均未發(fā)現(xiàn)裂紋缺陷，不存在承受超出極限抗拉強度拉應(yīng)力的情況。因此，a10裂紋屬于制造遺留微小缺陷引發(fā)的脆性裂紋。

根據(jù)理化檢測結(jié)果，a10裂紋附存于二次焊接施焊區(qū)域，該區(qū)域布氏硬度平均值達253HB，具有很高的焊接殘余應(yīng)力。由于未進行焊后熱處理，焊接完成后，金屬深部區(qū)域產(chǎn)生微小缺陷，受焊接殘余應(yīng)力與內(nèi)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(yīng)力而言，采用彈塑性力學無力矩理論對裂紋區(qū)域進行應(yīng)力[7]計算。在上述分析中得知，裂紋區(qū)域為補焊過的區(qū)域，且該區(qū)域補焊后未再次進行焊后熱處理，導(dǎo)致該區(qū)域的焊接殘余應(yīng)力遠大于其他主焊縫（縱焊縫和環(huán)焊縫）的焊接殘余應(yīng)力。在工作應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力的相互疊加作用下，裂紋區(qū)域應(yīng)力分布圖如圖8所示，其中z軸代表厚度方向的徑向應(yīng)力，y軸代表軸向方向的軸向應(yīng)力，x代表環(huán)向方向的環(huán)向應(yīng)力。獲取該區(qū)域環(huán)向應(yīng)力σβ、軸向應(yīng)力σθ與徑向應(yīng)力σp。

圖8 裂紋區(qū)域應(yīng)力分析圖

其中，p——儲罐內(nèi)壓，MPa；D——罐體內(nèi)徑，mm；δ——罐體壁厚，mm，應(yīng)力方向以拉應(yīng)力為正，壓應(yīng)力為負。根據(jù)式（2）可知，σβ=2σθ。因此，拉應(yīng)力作用下產(chǎn)生的裂紋，其走向應(yīng)與環(huán)向應(yīng)力垂直。

在實際檢驗中，合攏環(huán)焊縫B5布置于筒體中間，沿筒體環(huán)向布置，裂紋a1～a11位于合攏環(huán)焊縫B5附近，沿筒體縱向分布，即裂紋走向為垂直于合攏環(huán)焊縫B5方向。即驗證了裂紋走向與環(huán)向應(yīng)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(jié)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(jié)果顯示，a3、a5、a11裂紋形狀與a10相似，其走向基本與環(huán)焊縫垂直，均附存于熱影響區(qū)內(nèi)異常區(qū)域。異常區(qū)域內(nèi)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(qū)硬度值，分別為248HB、239HB及252HB?？梢耘卸ǎ捎诙魏附雍笪催M行焊后熱處理，金屬深部微小缺陷不斷生長，在各施焊區(qū)域發(fā)展為不同長度的表面裂紋。a3、a5、a11裂紋的理化檢測結(jié)果驗證了a10裂紋的分析結(jié)果。

圖9 a5裂紋金屬腐蝕表面

圖10 a5裂紋金相圖（×200倍）

4 結(jié)論

以某氣站1#LPG儲罐B5焊縫熱影響區(qū)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(jié)果表明：

1）裂紋斷口平直，斷面光滑，呈穿晶形態(tài)發(fā)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(qū)域為二次焊接作業(yè)施焊區(qū)域，該區(qū)域在焊接完成后未開展焊后熱處理工作，在金屬深部區(qū)域形成局部微小缺陷。

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

4）a3、a5、a11裂紋的理化檢測結(jié)果驗證了a10裂紋的分析結(jié)果。