黃金祥,侯延斌

(三一集團有限公司 湖南三一工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，長沙 410129)

0 引言

根據(jù)《散裝運輸液化氣體船舶構(gòu)造與設(shè)備規(guī)范》，液化石油氣(LPG)運輸船的核心設(shè)備是液貨艙[1-4]，液貨艙種類有多種，其中C型艙是獨立于船體的承壓容器[5]，也稱為C型罐或船罐，主要用于中小型液化氣運輸船。全壓式LPG運輸船[6]受船艙空間、有效容積和材料強度等因素制約，其液貨艙結(jié)構(gòu)形式以臥式圓筒形罐為主。目前國內(nèi)建造船罐采用了抗拉強度770 MPa級別的P690QL1鋼[7]，高強鋼的研制應(yīng)用[8]為全壓式LPG船罐實現(xiàn)大容積化和輕量化開創(chuàng)了條件。由于船罐運輸介質(zhì)LPG中含有一定量的H2S，高強鋼板冷加工和組焊過程的殘余應(yīng)力在含有H2S的工況下對船罐安全運行非常不利，因此，降低殘余應(yīng)力[9-11]并保證焊接接頭的力學(xué)性能對P690QL1鋼制船罐意義重大。

船罐建造過程中P690QL1高強鋼的焊接[12]和消應(yīng)力熱處理[13]是關(guān)注的重點，但消除應(yīng)力的實際效果目前沒有統(tǒng)一的標準來量化衡量，《散裝運輸液化氣體船舶建造規(guī)范》(IGC)中也沒有明確規(guī)定船罐消除應(yīng)力的方法和量化檢驗指標。文中以國產(chǎn)P690QL1鋼板建造的3 800 m3全壓式LPG運輸船兩臺船罐為研究對象，采用盲孔釋應(yīng)力法[14]對船罐不同部位熱處理前后分別進行應(yīng)力測試，并對熱處理后的產(chǎn)品焊接試板進行力學(xué)性能試驗，以及熱處理后罐體表面磁粉檢測，分析研究P690QL1鋼制LPG船罐的消應(yīng)力效果、殘余應(yīng)力分布規(guī)律以及熱處理后焊縫接頭力學(xué)性能，為P690QL1高強鋼的工程化應(yīng)用提供參考。

1 研究對象及材料

3 800 m3全壓式LPG運輸船由兩臺船罐組成，兩罐參數(shù)相同。設(shè)計溫度：-10～45 ℃，設(shè)計壓力1.86 MPa，焊縫系數(shù)：1.0，單臺儲罐容積1 924 m3，內(nèi)徑9 300 mm，儲罐長31 500 mm，罐體材質(zhì)P690QL1，筒體板厚35 mm,封頭厚度 20 mm，單罐重260 000 kg，單罐對接焊縫長度約460 m。船罐結(jié)構(gòu)見圖1，由9個筒節(jié)和2個半球形封頭組成。船罐殼體P690QL1鋼板采用冷加工成型，筒體采用卷板機卷制，半球形封頭單塊殼板采用壓力機冷壓，現(xiàn)場組焊所有焊縫均采用焊條電弧焊。

圖1 船罐結(jié)構(gòu)示意

表1 P690QL1 鋼板的力學(xué)性能

表2 P690QL1鋼板的化學(xué)成分

船罐殼體鋼板P690QL1是一種低碳調(diào)質(zhì)高強鋼，執(zhí)行標準BS EN 10028-6：2017。多合金元素的添加經(jīng)調(diào)質(zhì)熱處理形成強韌性較好的回火索氏體組織[13]。鋼板的力學(xué)性能尤其是-40 ℃低溫沖擊韌性[15]裕量較大，但屈強比較高，達0.94以上，供貨技術(shù)條件要求與實物的力學(xué)性能和化學(xué)成分分別見表1,2。

2 熱處理方法及工藝

采用柴油內(nèi)燃法對兩臺船罐分別實施整體熱處理,其具體工藝為：利用轉(zhuǎn)胎將LPG船罐旋轉(zhuǎn)180度，將船罐上部的深井泵座孔和人孔轉(zhuǎn)置于正下方作為兩個柴油燃燒進口，積液槽在正上方設(shè)置為煙氣出口，氣室孔用盲板臨時堵住，產(chǎn)品焊接試板同船罐一起進行熱處理，船罐外表面包裹耐1 000 ℃高溫無堿硅酸鋁棉氈材料保溫(見圖2)。將罐體作為燃燒室，在深井泵座孔和人孔上各安裝一個噴嘴，每個噴嘴上連接壓縮空氣導(dǎo)管、柴油輸入導(dǎo)管、液化氣長明燈，通過控制壓縮空氣風壓、柴油進量來調(diào)節(jié)火焰大小和高度，在積液槽孔處安裝排煙氣的調(diào)節(jié)裝置。壓縮空氣與柴油進入噴嘴混合后經(jīng)長明燈點燃后立即燃燒(見圖3)，借助罐內(nèi)熱處理工裝控制火焰高度及內(nèi)部高溫氣流走向，使熱量在罐內(nèi)均勻傳遞給船罐殼體。

圖2 船罐整體熱處理

圖3 燃油噴嘴入口

P690QL1鋼制船罐熱處理恒溫溫度為545±20 ℃，保溫2 h。在船罐外表面均勻布置了30個熱電偶進行溫度監(jiān)測，測溫點包含封頭和筒體縱縫、環(huán)縫、產(chǎn)品試板以及罐體的上中下各具有代表性的部位。升溫時溫度達到400 ℃后，通過兩進風口調(diào)節(jié)油氣比例將升溫速度控制在50～80 ℃/h范圍內(nèi)；當罐內(nèi)溫度升到恒溫區(qū)間后，減少油風進量，控制罐體溫度維持在一個小區(qū)間內(nèi)波動；保溫階段結(jié)束后降溫速度控制在30～50 ℃/h，當溫度降至400 ℃以下時，完全停止油氣供給，自然冷卻降溫。

3 試驗及結(jié)果分析

3.1 應(yīng)力測試及分析

應(yīng)力測試采用盲孔應(yīng)力釋放法，應(yīng)力檢測儀型號：ZS21B，應(yīng)變片：中航電測BX120-1CG，鉆頭：?1.0 mm,?1.5 mm,孔深度1.5 mm。儲罐的半球形封頭和筒體的縱縫及環(huán)縫上共布置7個應(yīng)力測試點，見圖4。

圖4 熱處理應(yīng)力測試點布置

熱處理前后對1#罐和2#罐7個代表性的點分別進行應(yīng)力測試，圖5為1#罐熱處理前后應(yīng)力值，熱處理前1#罐殘余應(yīng)力最大值達563.35 MPa，分布在筒體環(huán)縫上；最小值306.45 MPa，分布在封頭縱縫上，殘余應(yīng)力值均低于材料屈服強度下限值690 MPa。經(jīng)過熱處理后，最大殘余應(yīng)力值為224.21 MPa,分布在筒體環(huán)縫上；最小值為97.37 MPa，分布在封頭縱縫上,均低于P690QL1鋼許用應(yīng)力230 MPa。應(yīng)力下降絕對值最大為339.14 MPa，分布在筒體環(huán)縫上；應(yīng)力下降幅度最大為68%，分布于封頭縱縫上。

圖5 1#罐熱處理前后應(yīng)力及下降幅度

由圖6可以看出，2#罐熱處理前殘余應(yīng)力最大值達524.26 MPa，分布在筒體環(huán)縫上；最小值327.52 MPa，分布在封頭縱縫上，殘余應(yīng)力值均低于材料屈服強度下限值690 MPa。經(jīng)過熱處理后，最大殘余應(yīng)力值為220.39 MPa,分布在筒體環(huán)縫上；最小值110.36 MPa，分布在封頭縱縫上,均低于P690QL1鋼許用應(yīng)力230 MPa。應(yīng)力下降絕對值最大為304.17 MPa，分布在筒體環(huán)縫上；應(yīng)力下降幅度最大值為66%，分布于封頭縱縫上。

圖6 2#罐熱處理前后應(yīng)力及下降幅度

從兩船罐熱處理前后應(yīng)力值可以看出：船罐筒體焊縫殘余應(yīng)力高于封頭焊縫殘余應(yīng)力，主要由于筒體與封頭板厚度和結(jié)構(gòu)型式差異有關(guān)，封頭半球形結(jié)構(gòu)第一曲率半徑和第二曲率半徑相同，軸向和環(huán)向應(yīng)力相等，材料的兩向性能被最大化利用，受力較筒體結(jié)構(gòu)更均勻，筒體厚板加工和焊接產(chǎn)生的拘束應(yīng)力比封頭薄板更高；筒體和封頭的環(huán)縫殘余應(yīng)力高于其縱縫殘余應(yīng)力，是因為焊接采用先縱后環(huán)的施焊順序，且環(huán)焊縫拘束度比縱縫要大，環(huán)縫焊后存在收口現(xiàn)象，因此，環(huán)縫殘余應(yīng)力集中更為明顯。應(yīng)力絕對值較低的封頭縱縫經(jīng)熱處理后，下降幅度比筒體環(huán)縫更大，說明同樣的熱處理工藝對薄板封頭消應(yīng)力效果更好。兩臺船罐14個測試點應(yīng)力平均下降幅度為62.1%，說明柴油內(nèi)燃法整體熱處理對P690QL1鋼制LPG船罐消應(yīng)力效果較為理想。

3.2 試板力學(xué)性能及分析

1#罐筒體試板編號分別為1-1，1-2，1-3，封頭試板分別為1-4，1-5，1-6；2#罐筒體試板編號分別為2-1，2-2，2-3，封頭試板分別為2-4，2-5，2-6。兩臺船罐共12塊產(chǎn)品焊接試板，分別代表筒體和封頭對應(yīng)的焊縫。力學(xué)性能試驗項目包括熔敷金屬縱向拉伸、接頭橫向拉伸、側(cè)彎、沖擊、宏觀金相及硬度。圖7示出試樣縱向拉伸和橫向拉伸的強度值，圖8示出試樣拉伸的形變數(shù)據(jù)。

12塊產(chǎn)品焊接試板中有一塊熔敷金屬試件屈服強度低于690 MPa，其他11塊屈服強度均達到700 MPa以上，橫向拉伸試樣大部分斷在母材。從圖7可以看出：接頭橫向拉伸強度分布區(qū)間比較平緩，大部分熔敷金屬試樣抗拉強度高于母材，且橫拉試件大部分斷在母材，故橫向抗拉強度值反映了母材的性能，與表1中鋼板熱處理前的強度性能相當，說明整體熱處理后母材的強度未產(chǎn)生明顯下降；熔敷金屬屈服強度和抗拉強度的離散性較大，主要原因是焊接時線能量存在一個波動區(qū)間、熔敷金屬中細微缺陷的存在以及P690QL1配套焊材屈服不明顯，取值0.2%殘余變形屈服強度。圖8中熔敷金屬的延伸率比母材僅高出1%～2%，結(jié)合圖7可看出熔敷金屬和母材比，亦表現(xiàn)為高屈強比的特點，由于熔敷金屬抗拉強度高于母材，橫向拉伸時試件塑性形變主要集中在母材區(qū)域上，故橫拉試件延伸率比母材拉伸試件的延伸率更低，圖8中的橫向拉伸延伸率數(shù)值即印證了此現(xiàn)象。

圖7 試樣強度性能

圖8 試樣拉伸形變率

試板接頭硬度見圖9，接頭熱影響區(qū)硬度HV10值在300～340之間，明顯高于焊縫中心和母材，說明P690QL1調(diào)質(zhì)高強鋼接頭在焊接熱循環(huán)[16]和消應(yīng)力熱處理后，熱影區(qū)有淬硬馬氏體組織，且熱處理后熱影響區(qū)硬度值波動仍較大。因此，545±20 ℃、保溫2 h的消應(yīng)力熱處理工藝對P690QL1接頭熱影區(qū)的淬硬組織沒有明顯改善作用。

圖9 試板接頭硬度性能

根據(jù)IGC規(guī)則，35,20 mm厚的P690QL1鋼板低溫沖擊試驗溫度分別為-25和-20 ℃，從圖10的沖擊試驗結(jié)果可以看出：對應(yīng)的沖擊溫度下，熱影響區(qū)的沖擊功明顯高于焊縫中心，但與表1母材相比有所下降，焊縫中心的沖擊功最低，但仍滿足規(guī)范不小于27 J的指標要求。

(a)筒體δ=35 mm

4 結(jié)論

P690QL1調(diào)質(zhì)鋼焊后消應(yīng)力熱處理溫度應(yīng)控制在回火溫度以下，提高熱處理的恒溫溫度和保溫時間對消除應(yīng)力有利，但過高的溫度會軟化接頭，降低焊接接頭力學(xué)性能；雖然熱處理后的表面磁粉檢測未發(fā)現(xiàn)再熱裂紋產(chǎn)生，但要防止船罐熱處理時因受熱不均而產(chǎn)生新的應(yīng)力。

(1)P690QL1鋼制LPG船罐采用柴油內(nèi)燃法消應(yīng)力熱處理后，兩臺船罐應(yīng)力下降平均幅度為63.1%和61.1%，整體消降應(yīng)力效果良好。熱處理前，筒體焊縫應(yīng)力高于封頭焊縫應(yīng)力，環(huán)縫應(yīng)力高于縱縫應(yīng)力；熱處理后，所有焊縫應(yīng)力峰值均有大幅下降，筒體焊縫殘余應(yīng)力仍高于封頭。同樣的熱處理工藝，封頭部位焊縫消除應(yīng)力效果比筒體焊縫更明顯。

(2)P690QL1鋼制LPG船罐經(jīng)柴油內(nèi)燃法消應(yīng)力熱處理后，產(chǎn)品焊接試板的力學(xué)性能滿足設(shè)計及規(guī)范要求，整體熱處理工藝可保證P690QL1鋼制船罐的力學(xué)性能。

(3)消應(yīng)力熱處理后，P690QL1鋼焊接接頭強度沒有明顯下降，接頭熱影區(qū)硬度值最高，焊縫中心沖擊韌性較低，但仍能滿足指標要求。因此，船罐焊接接頭抗H2S腐蝕的薄弱區(qū)在熱影響區(qū)，抗沖擊的薄弱區(qū)在焊縫中心。